dotsent, tellimustöö vastutav täitja, TTÜ elektroenergeetika instituut doktorant, nooremteadur, TTÜ elektroenergeetika instituut

Transcription

1 Elektertransport ja selle mõju elektrisüsteemi talitluselee Uurimistöö 1.1-4/12/3477 / Lep12183 III etapi lõpparuanne Tallinn 2014

2 Uurimistöö täitjad: Ivo Palu Tanel Sarnet Triin Kangro dotsent, tellimustöö vastutav täitja, TTÜ elektroenergeetika instituut doktorant, nooremteadur, TTÜ elektroenergeetika instituut doktorant, nooremteadur, TTÜ elektroenergeetika instituut Jako Kilter Mart Landsberg PhD, elektrisüsteemi ekspert, Elektertranspordi R&D projekti juht, Elering AS elektrivõrgu planeerimise osakonna juhataja, Elering AS 2

3 SISUKORD Sissejuhatus Ülekandevõrgu ja elektrirongide mudelite täiendused Eesti elektrisüsteemi 110 kv võrgu mudel Elektrivõrgu mudeli jaotuspiir Ülekandevõrgu ekvivalentid de seadistamine Generaatori agregeeritud mudelii koostamine Generaatori parameetrid Generaatori ergutussüsteem Auruturbiini kiirusregulaator Generaatori mudeli vastavus Võrgueeskirjale Jaotusvõrgu täpsustatud koormusmudelid Elektrirongi uuendatud regeneratiivne mudel Pingeallika juhtimissüsteemm Kokkuvõte Kirjandus Kontaktvõrgu pikendatudd lühisetalitluse mõjud ülekandevõrgule Liitumispunkt Iru alajaamas Lühis kontaktvõrgu lõpus Lühis veoalajaama vahetus läheduses Kaks järjestikustt lühis veoalajaama vahetus läheduses Liitumispunkt Rapla alajaamas Lühis kontaktvõrgu lõpus Lühis veoalajaama vahetus läheduses Liitumispunkt Sindi alajaamas Lühis kontaktvõrgu lõpus Lühis veoalajaama vahetus läheduses Liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas Lühis kontaktvõrgu lõpus Lühis veoalajaama vahetus läheduses Veoalajaamas Scott-trafo rakendamise mõju Liitumispunkt Iru alajaamass Liitumispunkt Rapla alajaamas

4 2.5.3 Liitumispunkt Sindi alajaamas Kokkuvõte Vedurite regeneratiivsest pidurdamisest tingitud mõjud Üldist Liitumispunkt Iru alajaamas Liitumispunkt Rapla alajaamas Kokkuvõte Kirjandus Pingeassümmeetria mõju ülekandevõrgule ja generaatorite talitlusele Üldist Ülekandevõrgu põhjaosa mudelii pingeasümmeetria analüüs Ülekandevõrgu lõunaosa mudelii pingeasümmeetria analüüs Kokkuvõte Kirjandus Koormuse ühelt liitumispunkti piirkonnalt teisele siirdumise mõju ülekandevõrgule Koormuse siirdumine Rapla alajaamast Sindi alajaamaa toitele Koormuse siirdumise mõjudd jõutrafo rakendamisel Koormuse siirdumise mõjudd Scott-trafoo rakendamisel Koormuse siirdumine Sindi alajaamast Rapla alajaamaa toitele Kokkuvõte Elektriraudteee mõjud ülekandevõrgust toidetavatele teistelee tarbijatelee Elektriraudtee pikendatud lühisetalitlusee mõjud ülekandevõrü rkust toidetavatele tarbijatele Regeneratiivsest pidurdamisest tingitud mõjud ülekandevõrü rgust toidetavatele tarbijale Pingeasümmeetriast tingitud t mõjud ülekandevõrgust toidetavatelee tarbijale Pingeasümmeetria mõju põhjaosa ülekandevõrgust toidetavatele tarbijatele Pingeasümmeetria mõju lõunaosa ülekandevõrgust toidetavatele tarbijatele Koormuse siirdumise mõju ülekandevõrgu tarbijatele Kokkuvõte Kirjandus Kokkuvõte Lisa 1 PSCAD mudeli ülevaade Lisa 2 Uurimistöö tulemusel avaldatud teaduslikud artiklid

5 Lisa 3 Eesti elektrisüsteemi koormused Lisa 4 Jaotusvõrgu maaühendusvoolud

6 Joonis 1.1. Modelleeritud Kiisa alajaam põhjaosa PSCAD mudelis. 22 Joonis 1.2. Modelleeritud Kiisa alajaam lõunaosa PSCAD mudelis. 23 Joonis 1.3. Elektrivõrgu ekvivalendi faasinihkenurga regulaator PSCADis. 24 Joonis 1.4. Elektrivõrgu ekvivalendi faasinihkenurga juhtimissüsteemi parameetrid. 25 Joonis 1.5. Elektrivõrgu ekvivalendi pinge regulaator PSCADis. 25 Joonis 1.6. Elektrivõrgu ekvivalendi pinge juhtimissüsteemi parameetrid. 26 Joonis 1.7. Agregeeritud generaatori mudel PSCAD tarkvaras. 27 Joonis 1.8. Agregeeritud generaatori küllastuskõver. 28 Joonis 1.9. Generaatori ühenduskaabli PI-sektsiooni parameetrid. 29 Joonis Generaatori 10,5/115 kv pingetõste trafo parameetrid. 29 Joonis Standardse AC8B bloki PSCAD põhimõtteskeem [5]. 30 Joonis AC8B egutussüsteemi regulaatori parameetrid. 31 Joonis AC8B ergusussüsteemi erguti parameetid. 31 Joonis Standardse PSS2B bloki PSCAD põhimõtteskeem [5]. 32 Joonis PSS2B elektrisüsteemi stabilisaatori parameetrid. 33 Joonis Standardse kiirusregulaatori Governer 4 bloki PSCAD põhimõtteskeem [5]. 33 Joonis Kiirusregulaatori Governer 4 parameetrid. 34 Joonis Standardse auruturbiini bloki PSCAD põhimõtteskeem [5]. 34 Joonis Auruturbiini Thermal Turbine mudeli seadistus. 35 Joonis Auruturbiini Thermal Turbine mudeli viidete ajakonstandid. 35 Joonis Auruturbiini Thermal Turbine mudeli kõrgrõhuastmete võimsuse osakaalud. 36 Joonis Auruturbiini Thermal Turbine mudeli madalrõhuastmete võimsuse osakaalud. 36 Joonis Generaatori väljundpinge muutus pinge seadesuuruse muutumisel +/- 10%. 37 Joonis Generaatori väljundpinge lühise korral kestvusega 0,25 sekundit. 38 Joonis Generaatori aktiiv- ja reaktiivvõimus lühise korral kestvusega 0,25 sekundit. 39 Joonis Jaotusvõrgu täpsustatud koormusmudel PSCADis. 40 Joonis Fixed-load koormusmudeli konfiguratsiooni PSCADis. 41 Joonis PSCAD Capacitive-load koormusmudeli konfiguratsioon PSCADis. 42 Joonis Elektrirongi pidurduskarakteristik [1]. 43 Joonis Juhitaval pingeallikal põhinev elektrirongi regeneratiivne PSCADi mudel. 43 Joonis Juhitava pingeallika konfiguratsioon PSCADis. 44 Joonis Juhitava pingeallika sisetakistused. 44 Joonis Elektrirongi aktiiv-ja reaktiivvõimsuse karakteristikud PSCADis. 45 6

7 Joonis Elektrirongi aktiiv- ja reaktiivvõimuse pärijärgnevuskomponendi arvutussüsteem. 46 Joonis Pingeallika faasinihkenurga juhtimissüsteem PSCADis. 46 Joonis Pingeallika faasinihkenurga juhtimissüsteemi seadistusaken PSCADis. 47 Joonis Pingeallika faasinihkenurga juhtimissüsteemi viite seadistusaken PSCADis. 47 Joonis Pingeallika faasipinge juhtimissüsteem PSCADis. 48 Joonis Pingeallika faasipinge juhtimissüsteemi režiimi ümberlüliti. 49 Joonis Pingeallika faasipinge juhtimiesüsteemi parameetrid. 49 Joonis Regeneratiivse pidurduse aktiiv- ja reaktiivvõimsus Con S režiimis. 50 Joonis Regeneratiivse pidurduse aktiiv- ja reaktiivvõimsus Con V režiimis. 50 Joonis 2.1. Ühefaasilise lühise mudel PSCADis. 53 Joonis 2.2. Ühefaasiline lühis kontaktliini lõpus. 54 Joonis 2.3. Ühefaasiline lühis veoalajaama vahetus läheduses. 54 Joonis 2.4. Iru alajaama faasidevaheline pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 56 Joonis 2.5. Iru alajaama faasipinged lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 56 Joonis 2.6. Generaatori pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 58 Joonis 2.7. Generaatori võimsused lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 58 Joonis 2.8. Generaatori kiirus lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 59 Joonis 2.9. Iru alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 60 Joonis Iru alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 60 Joonis Kiisa alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 62 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 62 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 63 7

8 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 63 Joonis Ühefaasiline lühis veoalajaama vahetus läheduses. 65 Joonis Iru alajaama faasidevaheline pinge kahe järjestikuse lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 66 Joonis Iru alajaama faasipinged teise lühise toimumise hetkel veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 66 Joonis Generaatori pinge kahe järjestikuse lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 67 Joonis Generaatori võimsused kahe järjestikuse lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 67 Joonis Generaatori kiirus kahe järjestikuse lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 68 Joonis Rapla alajaama faasidevaheline pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 69 Joonis Rapla alajaama faasipinged lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 70 Joonis Kehtna alajaama faasipinged lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 71 Joonis Generaatori pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 72 Joonis Generaatori võimsused lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 72 Joonis Generaatori kiirus lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 73 Joonis Rapla alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 74 Joonis Rapla alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 74 Joonis Kehtna alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 76 Joonis Järvakandi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 76 8

9 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 77 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 77 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 78 Joonis Sindi alajaama faasidevaheline pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 79 Joonis Sindi alajaama faasipinged lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 80 Joonis Generaatori pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 82 Joonis Generaatori Võimsused lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 82 Joonis Generaatori kiirus lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 83 Joonis Sindi alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 84 Joonis Sindi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 84 Joonis Vändra alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 85 Joonis Lihula alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 86 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 86 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 87 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 87 Joonis Kilingi-Nõmme alajaama faasidevaheline pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 89 Joonis Kilingi-Nõmme alajaama faasipinged lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 90 9

10 Joonis Generaatori pinge lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 92 Joonis Generaatori Võimsused lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi- Nõmme alajaamas, jõutrafo. 92 Joonis Generaatori kiirus lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 93 Joonis Kilingi-Nõmme alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 94 Joonis Kilingi-Nõmme alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 94 Joonis Kabli alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 96 Joonis Viljandi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 96 Joonis Reinu alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 97 Joonis Suure-Jaani alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 97 Joonis Sindi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 98 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Kilingi-Nõmme alajaamas, jõutrafo. 98 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama lattide, liitumispunkt Kilingi- Nõmme alajaamas, jõutrafo. 99 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama lattidel, liitumispunkt Kilingi- Nõmme alajaamas, jõutrafo. 99 Joonis Iru alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 102 Joonis Iru alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 102 Joonis Kallavere alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 104 Joonis Kiisa alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo

11 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 105 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 105 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 106 Joonis Rapla alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 108 Joonis Rapla alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 108 Joonis Kehtna alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 109 Joonis Järvakandi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 110 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 110 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 111 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 111 Joonis Sindi alajaama faasidevaheline pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 112 Joonis Sindi alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 113 Joonis Vändra alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 114 Joonis Lihula alajaama faasipinged lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 115 Joonis Generaatori pinge lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 115 Joonis Generaatori võimsused lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 116 Joonis Generaatori kiirus lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo

12 Joonis 3.1. Genereeritava energia suhe peatuste vahekaugusesse [1]. 123 Joonis 3.2. Juhtimispaneel veduri regeneratiivse pidurdusrežiimi määramiseks PSCADis. 125 Joonis 3.3. Regenereeriva pidurdusega vedurite modelleerimine PSCAD mudelis. 126 Joonis 3.4. Veduri pinge regeneratiivsel pidurdamisel. 127 Joonis 3.5. Veduri võimsused regeneratiivsel pidurdamisel. 127 Joonis 3.6. Iru alajaama faasidevaheline pinge vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, jõutrafo. 128 Joonis 3.7. Iru alajaama faasipinged vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, jõutrafo. 128 Joonis 3.8. Generaatori pinge vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 130 Joonis 3.9. Generaatori võimsused vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 130 Joonis Generaatori kiirus vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 131 Joonis Rapla alajaama faasidevaheline pinge vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, jõutrafo. 132 Joonis Rapla alajaama faasipinged vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, jõutrafo. 132 Joonis Generaatori pinge vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 134 Joonis Generaatori võimsused vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 134 Joonis Generaatori kiirus vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 135 Joonis 4.1. Generaatori voolu vastujärgnevuskomponendi piirmäära kõver [7]. 140 Joonis 4.2. Voolu vastujärgnevuskomponendi ja rootoris tekkiva võimsuskao suhe [6]. 141 Joonis 4.3. Generaatoris genereeritud aktiiv- ja reaktiivvõimsus asümmeetrilisel talitlusel. 145 Joonis 4.4. Generaatori pöörlemiskiirus asümmeetrilisel talitlusel. 146 Joonis 4.5. Auruturbiini mehaaniline võimsus asümmeetrilisel talitusel. 146 Joonis 5.1. Ümberlülituse teostamine PSCAD mudelis. 154 Joonis 5.2. Rapla alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 155 Joonis 5.3. Sindi alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo

13 Joonis 5.4. Rapla alajaama faasipinged koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 157 Joonis 5.5. Generaatori pinge koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 157 Joonis 5.6. Generaatori võimsused koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 158 Joonis 5.7. Generaatori kiirus koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 158 Joonis 5.8. Rapla alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, Scott-trafo. 159 Joonis 5.9. Sindi alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, Scott-trafo. 159 Joonis Rapla alajaama faasipinged koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, Scotttrafo. 161 Joonis Sindi alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 162 Joonis Rapla alajaama faasidevaheline pinge koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 162 Joonis Rapla alajaama faasipinged koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 164 Joonis Generaatori pinge koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 164 Joonis Generaatori võimsused koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 165 Joonis Generaatori kiirus koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 165 Joonis 6.1. Iru alajaama generaatorite pingeasümmeetriategur lühise korral veoalajaama vahetus läheduses. 170 Joonis 6.2. Iru alajaama generaatorite voolu vastujärgnevuskomponent lühise korral veoalajaama vahetus läheduses

14 Tabel 1.1. Agregeeritud generaatori parameetrid. 28 Tabel 2.1. Alajaamade pingelohud lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Iru alajaam, jõutrafo. 57 Tabel 2.2. Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, jõutrafo. 61 Tabel 2.3. Alajaamade pingelohud lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Rapla, jõutrafo. 71 Tabel 2.4. Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla, jõutrafo. 75 Tabel 2.5. Alajaamade pingelohud lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Sindi alajaamas, jõutrafo. 80 Tabel 2.6. Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi, jõutrafo. 85 Tabel 2.7. Alajaamade pingelohud lühise korral kontaktliini lõpus, liitumispunkt Kilingi- Nõmme, jõutrafo. 91 Tabel 2.8. Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama lattidel, liitumispunkt Kilingi- Nõmme, jõutrafo. 95 Tabel 2.9. Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Iru alajaamas, Scott-trafo. 103 Tabel Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Rapla alajaamas, Scott-trafo. 109 Tabel Alajaamade pingelohud lühise korral veoalajaama vahetus läheduses, liitumispunkt Sindi alajaamas, Scott-trafo. 114 Tabel 3.1. Alajaamade pingetõus vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Iru alajaam, jõutrafo. 129 Tabel 3.2. Alajaamade pingetõus vedurite regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Rapla alajaam, jõutrafo. 133 Tabel 4.1. Koormusvoolu vastujärgnevuskomponendi piirmäärad püsitalitlusel [11]. 139 Tabel 4.2. Koormusvoolu vastujärgnevuskomponendi piirmäärad lühistalitlusel [4]. 140 Tabel 4.3. Pingeasümmeetria tegurid ülekandevõrgu põhjaosa mudeli sõlmalajaamades. 143 Tabel 4.4. Pingeasümmeetria mõju Iru alajaama ühendatud generaatoritele. 144 Tabel 4.5. Pingeasümmeetria tegurid ülekandevõrgu lõunaosa mudeli sõlmalajaamades. 148 Tabel 4.6. Pingeasümmeetria mõju Metsakombinaadi alajaama ühendatud generaatorile

15 Tabel 5.1. Alajaamade pinge muutus koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, jõutrafo. 156 Tabel 5.2. Alajaamade pinge muutus koormuse siirdumisel Raplast Sindi alajaama, Scotttrafo. 160 Tabel 5.3. Alajaamade pinge muutus koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 163 Tabel 6.1. Pingeasümmeetriategurid ülekandevõrgu põhjaosa alajaamade trafode keskpinge poolel. 174 Tabel 6.2. Pingeasümmeetriategurid lõunaosa alajaamade trafode keskpinge poolel

16 Sissejuhatus TTÜ energeetikateaduskond koostöös Elering AS-iga on viimased kolm aastat uurinud elektertranspordi mõju elektrivõrgule ja elektrivõrgu mõju elektertranspordile. Eleringi huvist lähtuvalt on peamiseks uurimisteemaks ülekandevõrk ja võimalikud liituvad Rail Balticu elektrirongide liitumispunktid. Käesolev aruanne on uurimistöö kolmanda etapi kokkuvõttev aruanne, mis kompaktselt võtab kokku uurimusteema olemuse ning annab hinnangu elektriraudtee mõjudele lähtudes Eesti elektrisüsteemi ja sellega ühendatud liitujate karakteristikutest arvestades elektrisüsteemis aset leidvaid dünaamilisi protsesse. Käesoleva R&D projekti eesmärgiks on olnud teaduslikult käsitleda elektertranspordi olemust ja mõju Eesti elektrisüsteemile. Selle R&D projekti eelmiste etappide raames on teostatud uurimistööd hindamaks elektertranspordi mõju Eesti elektrivõrgu talitlusele. Rõhuasetus on olnud plaanitava Rail Balticu mõjul ning vastavate kiirraudteed iseloomustavate mudelite loomisel. Senise kahe etapi tulemusena on loodud arusaam elektertranspordi olemusest ning analüüsitud transpordi mõju Eesti elektrisüsteemi kontekstis. Lisaks on koostatud PSCAD tarkvaras Eesti elektrisüsteemi 110 kv elektrivõrgu, raudtee kontaktvõrgu, kontaktvõrgu vahetrafode ja kiirrongide mudelid. Eelnevates etappides teostatud analüüsi põhjal võis järeldada, et täpsemate hinnangute ning analüüsi teostamiseks on mõistlik koostatud mudeleid täiendada arvestades mudelis sünkroongeneraatoreid ja nende mõju. Samuti oli võimalik järeldada, et oluline osa on ka elektrivõrgu koormuse modelleerimisel ja nende muutumisel erinevate alajaamade vahel ning koormuse enda dünaamikal. Lähtuvalt eelnevast sai projekti selles etapis täiendada juba koostatud mudeleid lähtudes uurimistöö kolmanda etapi kokkulepitud sisust ja põhimõtetest: Ülekandevõrk jaotati väiksemateks osadeks võimaldamaks simulatsioonide puhul rakendada väiksemat arvutussammu; Arvutati ülekandevõrguosadele uued Thevenin ekvivalentid ning seadistati mudelid vastavaks tegelikule ülekandevõrgu olukorrale; Koostati sünkroongeneraatori mudel ja integreeriti see olemasolevasse ülekandevõrgu mudelisse; Koostati jaotusvõrgu koormuste täpsustatud mudelid, milles arvestatakse jaotusvõrgu mahtuvust. Vastavalt uurimistöö lähteülesandele tuli koosatud mudeli täienduste põhjal teostada järgnevad mõjude uuringud ja analüüsid: 16

17 analüüsida elektriraudtee vedurite regeneratiivsest pidurdamisest tingitud mõjusid normaalskeemile vastava dünaamilise ülekandevõrgu mudeliga; ülekandevõrgu kontekstis analüüsida kontaktvõrgu pikendatud lühistalitluse mõjusid normaalskeemi korral; modelleerida ning analüüsida pingeasümmeetria mõju võrgule sh generaatorite talitlusele; uurida ning hinnata elektriraudtee koormuse siirdumise mõju ühe liitumispunkti piirkonnast teise ning võimalikke sõltuvusi arvestades võrku lisatud generaatoreid; modelleerida ja hinnata elektriraudtee mõjusid Elering AS-i teistele tarbijatele. Käesolev aruanne püüab anda vastuse nendele küsimustele ning seeläbi hinnata elektriraudtee mõju Elering AS-i elektrivõrgule ja selle külge ühendatud teistele klientidele/liitujatele. Aruanne koosneb kuuest peatükist ning annab ülevaate koostatud mudelite täiendustest, lühisetalitluse mõjudest, regeneratiivsest pidurdamisest, pingeassümmeetria mõjudest, mõjudest koormuse üleminekul ühest toitepiirkonnast teise ja mõjudest teistele ülekandevõrguga ühendatud tarbijatele. Uurimistöö esimeses peatükis kirjeldatakse projekti käigus seni koostatud mudelitele käesolevas etapis jooksul tehtud täiendustele ning mudelisse sisse viidud uutele komponentidele. Olulisemaks uuenduseks on senise mudeli ümber konverteerimine PSCAD tarkvara 4.2 verisoonist uuemasse versiooni. Mudeli täiendustega kaasneb simulatsioonide läbiviimise aja pikenemine ebamõislikule tasemele, mistõttu osutub vajalikus koostatud ülekandevõrgu mudeli jaotamine kaheks, vastavalt põhja- ja lõunaosaks. Elektrivõrgu mudeli jaotuspiiri valimisel on lähtutud optimaalseimast ülekandevõrgu sõlmpunktist, mille ekvivalentpunkt on mõlemas ülekandevõrgu osas seadistatud piisava täpsuse tagavale tasemele. Elektrivõrku ühendatud koostootmisjaamade generaatorite talitlusele avalduva elektriraudtee koormusest tingitud pingeasümmeetria mõjude hindamiseks on koostatud ülekandevõrgu kahes punktis Iru ja Metsakombinaadi alajaamas ühendatud kolmele generaatorile vastav mudel. Mudeli koostamisel on leitud agregeeritud generaatoreid kõige täpsemini kirjeldatud parameetrid. Eraldi käsitletakse generaatori ergutussüsteemi ja auruturbiini kiirusregulaatori modelleerimist. Lisaks on analüüsitud generaatorile koostatud mudeli vastavust Võrgueeskirjas esitatud nõuetele. 17

18 Ülekandevõrgust toidetavate teistele tarbijatele elektriraudtee koormusest tingitud mõjude hindamiseks on uurimistöös koostatud jaotusvõrgu täiendatud koormusmudelid, kuna seoses PSCAD tarkvara versiooni vahetusega ei osutu võimalikuks varasemalt koostatud koormusmudelite modelleerimine uues versioonis. Lisaks jaotusvõrgu aktiiv- ja reaktiivkoormusele on tarvis arvesse võtta ka võrgu mahtuvust ning genereeritud reaktiivvõimsust. Käesolevas projektis rakendatud jaotusvõrgu ekvivalentseid mahtuvusi, mis on saadud vastavalt jaotusvõrgu maaühendusvooludest. Mudeli arvutuskiirust aeglustab oluliselt veduri regeneratiivset pidurdussüsteemi kajastav mudel. Vajadusest lühendada simulatsiooni läbiviimiseks kuluva aega on uuendatud regeneratiivse pidurduse mudelit, kus rakendatakse ühefaasilisel juhtival pingeallikal põhinev mudelit. Teises peatükis käsitletakse kontaktvõrgu pikendatud lühisetalitlust. Kontaktvõrgu toitesektsioonide ja mitmete ümberlülituste tõttu võtab lühisekoha leidmine ja lühise väljalülitamine tavapärasest enam aega, seega on analüüsis lühise kestvuseks määratud 1 sekund. Lühise katsete eesmärgiks on vaadelda kontaktvõrgus aset leidva lühise mõju ülekandevõrgule. Vaatlusele tulevad pinge muutused elektriraudtee koormuse liitumispunktis ning kaasnevate mõjude ulatus liitumispunktist kaugemal asuvatesse ülekandevõrgu alajaamadesse. Lisaks uuritakse, kas võimalikud kontaktvõrgus aset leidvad lühised avaldavad mõju ka ülekandevõrgus paiknevatele generaatoritele. Liitumispunkti alajaamadena on ülekandevõrgu põhjaosas analüüsitud Iru alajaama ning lõunaosas Rapla, Sindi ning täiendavalt Kilingi-Nõmme alajaama. Eelkõige pööratakse tähelepanu elektriraudtee koormuse võrku ühendamisel läbi jõutrafo. Täiendavalt on simulatsioonid ja analüüs teostatu ka Scott-trafoühenduse rakendamisele ning võrreldud on kahe trafoühenduse rakendamisel saadud tulemusi. Analüüsitakse ja võrreldakse kahte lühise toimumise asukohta kontaktliinil. Esmalt vaadeldakse olukorda, kui lühisekoht asub raudteevõrgu ja ülekandevõrgu ühenduskohast kaugeimas võimalikus punkti ehk kontaktliini lõpus. Teisel juhul analüüsitakse lühise mõjude ulatust ülekandevõrgule keerulisemas olukorras, kus lühis leiab aset veoalajaama vahetus läheduses ehk ülekandevõrgule lähimas punktis. Viimasel juhul on eeldatavalt mõjud ülekandevõrgule suurimad, kuna lühisest tingitud pinge kõikumised kanduvad otse ülekandevõrku. Samas kui lühise korral kontaktvõrgu lõpus on oodata mõjude sumbumist kontaktvõrgus ning nende võrdlemisi väikest mõjude avaldumist ülekandevõrgus. 18

19 Kolmas peatükk keskendub vedurite regeneratiivsest pidurdusest ülekandevõrgule tulenevate mõjude hindamisele. Regeneratiivse pidurduse modelleerimisel on vaadeldud ülekandevõrgu seisukohast kõige keerulisem olukord, kus oodatav mõju on suurim ning selgemini eristatav. Regeneratiivsel pidurdusel vabanev ning kontaktvõrku suunatatud energia tarbitakse enamasti teiste samaaegselt antud toitesektsioonis paiknevate rongide poolt. Olukorras, kus pidurdamisel vabanev energia hulk on suurem kui tarbimine, tõuseb kontaktvõrgu pinge sedavõrd, et on oodata mõjude kandumist ka ülekandevõrku. Antud uurimistöös on vedurite regeneratiivset pidurdust modelleeritud olukorras, kus kontaktvõrgu koormus on väikseim ja regenereeriv pidurdusenergia suurim. Kontaktvõrgus toimuvate pinge muutuste korral on ülekandevõrgule avalduvad mõjud enam tuntavad koormuse ühendamisel läbi jõutrafo, sellest tulenevalt käsitletakse antud peatükis elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamist läbi jõutrafo. Antud peatükis on eesmärgiks analüüsida elektriraudtee veduri regeneratiivsest pidurdamisest tingitud ülekandevõrgus avalduvaid pinge muutusi liitumispunkti alajaamades ning hinnata mõjude ulatust liitumispunktist kaugemale, teistesse ülekandevõrgu alajaamadesse. Lisaks alajaamade võimalikele latipingete muutustele hinnatakse regeneratiivse pidurdamise mõjusid ka võrgus paiknevatele generaatoritele. Neljandas peatükis vaadeldakse elektriraudtee koormusest tingitud pingeasümmeetria mõju ülekandevõrgule ja sünkroongeneraatoritele lähtudes uurimistöö käesolevas etapis tehtud täpsustustele ja täiendustele modelleerimismudelites. Kirjanduse põhjal antakse ülevaade pingeasümmeetria mõjust sünkroongeneraatoritele ning käsitletakse vastavaid IEEE standardeid, näidates ära lubatavad pingeasümmeetria ja voolu vastujärgnevuskomponendi piirväärtused. Pingeasümmeetria mõjude ja nende edasi kandumise hindamiseks on uuritav ülekandevõrk jaotatud kaheks, põhja- ja lõunaosaks. Elektriraudtee koormuse liitumispunktidena on ülekandevõrgu põhjaosas vaadeldud Iru, Aruküla ja Järve alajaamasid, kus esimese lattidele on ühendatud ka uuritavad generaatorid. Ülekandevõrgu lõunaosas on liitumispunktideks valitud Rapla, Sindi, Kilingi-Nõmme ning täiendavalt Metsakombinaadi alajaam, hindamaks raskeimat olukorda selle lattidele ühendatud generaatorile. Elektriraudtee koormuse ühendustrafodena on omavahel võrreldud jõu- ja Scotttrafo rakendamist. Teostatud on põhjalik analüüs ning välja on toodud tekkivad pingeasümmeetria tasemed liitumispunkti alajaamades ning nende edasi kandumine ülekandevõrgu teistesse sõlmpunktidesse. Antud peatükis hinnatakse pingeasümmeetria mõju ülekandevõrgu generaatoritele, sh sünkroongeneraatoritele. Viiendas peatükis hinnataks elektriraudtee koormuse ühelt liitumispunkti piirkonnalt teisele siirdumise mõjusid ülekandevõrgu alajaamadele ja generaatoritele. Elektriraudtee koormuse 19

20 siirdumisega kaasnevate mõjude hindamiseks võetakse liitumispunktidena vaatluse alla Rail Balticu trassi Rapla piirkonda kuuluv Rapla alajaam ning Pärnu piirkonda kuuluv Sindi alajaam. Hindamaks võimalike erinevusi lähtuvalt elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamise trafotüübist teostatakse katsed nii jõu- kui ka Scott-trafotüübiga. Koormuse siirdumisest tulenevate mõjude hindamiseks vaadeldakse liitumispunkti alajaamade ja nende lähedal asuvate alajaamade liini- ja faasipingeid. Hindmaks võimalikke mõjusid ülekandevõrku ühendatud generaatoritele, vaadeldakse generaatori pinge väärtust ning väljundvõimsusi. Kuuendas peatükis analüüsitakse elektriraudtee koormuse talitlusest tingitud mõjusid teistele ülekandevõrgust toidetavatele tarbijatele. Vaadeldakse eelnevates peatükkides kaks kuni viis käsitletud elektriraudteesüsteemi talitlusrežiimidest tulenevaid häiringuid ja elektrikvaliteedi näitajate langusega kaasnevate mõjude ulatust ülekandevõrgu tarbijatele. Vastavalt ülekandevõrgule koostatud modelleerimismudelitele vaadeldakse elektriraudtee koormusest tingitud mõjude avaldumist teistele tarbijatele nii ülekandevõrgu põhja- kui ka lõunaosas, kus käsitlemisele tulevad ülekandevõrgule kõige raskemad ning seega ka tarbijaid kõige enam mõjutavad juhtumid. Kokkuvõttes antakse ülevaade tehtud tööst ning peamistest uurimistöö tulemustest ja järeldustest. Samuti esitatakse soovitused mida peaks järgima elektriraudtee liitumisel ülekandevõrguga. 20

21 1. Ülekandevõrgu ja elektrirongide mudelite täiendusedd Käesolev peatükk annab ülevaate uurimistöö teises etapis koosatud mudelite täiendustest ning lisandunud uutest komponentidest. Uurimistöö käesolevas etapis on eelnevalt koostatud mu- aru- delid konverteeritud PSCAD tarkvara 4.2 versioonist uuemasse versiooni. Antud ande peatükis 1.1 tulevad selgitamisele 110 kv ülekandevõrgu mudelis m teostatud muudatused. Peatükis 1.2 keskendutakse agregeeritud generaatori mudeli koostamisele. Generaatori mudeli koostamisel antakse detailne ja illustreeritud ülevaade generaatori ning selle tööks vajalike osade modelleerimisest. Peatükis 1.3 kirjeldatakse täpsustatudd jaotusvõrgu koormusmudeli koostamist ning tarkvara versiooni vahetusest tingitud muudatusi. Peatükiss 1.4 on toodud üle- vaade elektrirongi regeneratiivse mudeli täiustustest. 1.1 Eesti elektrisüsteemi 110 kv võrgu mudel Uurimistöö eelnevas etapis teostatud analüüsist selgus, et täpsemate hinnangute andmiseks osutub vajalikuks koostatud mudelite täiendamine sünkroongeneraatorite ning täpsete koor- suureks ning ühe simulatsiooni stsenaariumi arvutamine võtab ebamõistlikult kaua aega. Pro- musmudelite näol. Antud täienduste sisseviimisega muutub koostatud k mudel arvutuslikult jekti käesolevas etapis on ettenähtud suure hulga simulatsioonide läbiviimine, seega on mu- deli efektiivseks kasutuseks tarvis kohaldada täiendavaid meetodeid minimeerimaks simulat- siooni läbiviimiseks kuluvat aega. Esmalt on eelnevalt koostatud mudelid ümber konverteeri- kiire- tud uuemasse PSCAD tarkvara verisooni, mis võimaldab tänu täiustatud algoritmidele mat simulatsioonide läbiviimise aega. Teiseks on ülekandevõrguu mudel jaotatud väiksemateks osadeks. Mudeli ümber konverteeriminee uuemasse PSCAD tarkvara versiooni on teostatud t kasutades selleks ettenähtud funktsiooni ning koos konverteerimisest tekkinud veateadete kõrvaldamisega. Üheks olulisemaks muudatuseks uue tarkvara versiooni kasutamisel on vaja- ei ole võimalik rakendada seniselt kasutatud mudeleid. Jaotusvõrgu koormusmudelites teos- dus ümber modelleerida seni kasutatud jaotusvõrgu koormusmu udelid, kunaa uuemas versioonis tatud muudatusi kirjeldatakse täpsemalt eraldiseisvass peatükis Elektrivõrgu mudelii jaotuspiir Elektrisüsteemi mudeli osadeks jaotamisel on lähtutud antud uurimistöö u eelmise aasta koos- esitatud ülekandevõimsuse ja pingeasümmeetria analüüsi [1] ning saadud andmete põhjal tatud aruande peatükis seitsee toodud tulemustest [1]. Vaadeldes komplektselt uurimistöös koostatud artikleid [2], [3] jaotub elektrivõrk kaheks selgelt piiritletavaks osaks. 21

22 Pingeasümmeetria analüüsi tulemusest selgub, et elektriraudtee koormuse ühendamisel Põhja- edasi Eesti ja Tallinna piirkonna liitumispunktidesse ei kandu koormusest tingitud mõjud Põhja- ja Kesk-Eesti piirile jäävatesse Rapla ja Ellamaa alajaamadesse. Analoogne olukord on näha ka elektriraudtee koormuse ühendamisel Rapla alajaama, millega ei i kaasne märgatavat pingeasümmeetria tõusu Põhja-Eesti piirkonna Kiisa alajaamass ning Ellamaa alajaamas aval- elektrivõrgu jagamine kaheks osaks Põhja- ja Lõuna piirkonna mudeliks. Põhja piirkonna mudel hõlmab Tallinna ja Põhja-Eestis ülekandevõrku ning Lõuna piirkonna mudel Kesk- ja duv mõju on suurusjärgult võrdne arvutusveaga. Antud asjaolust tulenevaltt osutub otstarbekas Lõuna-Eesti ülekandevõrku. Optimaalse eimaks punktiks mudeli kaheks jaotamisel on Kiisa alajaam. Viimane on antud piirkonnas elektriliselt kõige tugevam (minimaalse lühisvõimsu- iseloo- sega 3291 MVA) alajaam ning lähtematerjalist on teada alajaama 330 kv ühendust mustav ülekandevõrgu ekvivalent. Lisaks on uurimistöö eelneva aasta a pingeasümmeetria analüüsi tulemusest näha, et elektriraudte ee koormuse liitumine mõjutab Kiisa alajaama vähe- olulist sel määral, mistõttu antud ülekandevõrgu punktis teostatud lahknemisega ei kaasne muutustt mudeli täpsuses. Modelleerimistulemuste täpsuse tagamiseks kajastub Kiisa alajaam nii põhja- kui ka lõunaosa mudelites, kuid omab nendes erinevat konfiguratsiooni vastaval vaadeldava mudeli vajadustele. Joonisel 1.1 on esitatud Kiisa alajaama a põhjaosa mudeli kon- figuratsioon. 22

23 Ülekandevõrgu põhjaosa mudel sisaldabb vähem elemente, mistõttu on võimalik rakendada täpsemat Kiisa alajaama mudelit, kus lisaks ülekandevõrgu ekvivalendile on modelleeritud ka alajaama lattidele ühendatud jaotusvõrgu trafod koos täpsustatud koormusmudelitega ning kondensaatorpatareidega. Täpsustatud koormusmudelite lisamine põhjaosa mudelis võimaldab analüüsida elektriraudtee mõju ülekandevõrgust toidetavatele tarbijatele. Mudeli koormusvoogude ning süsteemi pinge täpsuse tagamiseks on Kiisa K alajaama lattidelee model- välja jäävate õhuliinide summaarset koormust. Antud koormus on arvutatud vastavaltt Elering leeritud täiendav koormus, mis iseloomustab õhuliinide L110, L185 L ja teiste ülekandevõrgust AS poolt antud koormusvoogude püsitalitlusarvutustele ja sõlm-alajaamadee koormustele. Joonisel 1.2 on esitatud Kiisa alajaama lahendus lõunaosa mudelis. Võrreldes põhjaosa mude- arvu, et seeläbi vähendada arvutuste mahtu. Tulenevalt elektriraudtee vähesest mõjust Kiisa liga on lõunaosa lahendus oluliselt lihtsustatud vähendamakss modelleeritavate elementide alajaamale elektriraudtee koormuse ühendamisel Rapla alajaamas, osutubb võimalikuks liht- ilma, sustatud alajaama lahenduse ja koormusee mudeli kasutamine ülekandevõrgu elemendina et väheneks mudeli täpsus. Koormuse modelleerimine on oluline tagamaks koormusvoogude täpsus õhuliinides L110 ning L185, mis avaldavad mõju läbiviidavate simulatsioonide tule- ele- mustele. Ekvivalentne koormus iseloomustab lihtsustuste käigus mudelist eemaldatud mentidee summaarset koormust. Analoogselt põhjaosa mudelile on ka lõunaosa summaarse koormuse määramisel lähtutud Elering AS poolt väljastatud koormusvook ogude püsitalitlusar- vutustele. 23

24 1.1.2 Ülekandevõrgu ekvivalentidee seadistamine Mudeli konkreetsuse tagamiseks on oluline saavutada täpne koormusvoogude jagunemine ning õiged latipinged sõlmalajaamades. Antud uurimistöös modelleeritakm kse vaid elektrisüs- korral tekkida talitlusrežiimid, mis ei ole omased reaalsele elektrivõrgue ule. Ülekandevõrgu koostamise põhimõtteid on kajastatud uurimistöö eelmise etapi aruande peatükis 6 [1]. Ülekandevõrgu ekvivalentide seadistamisel on lähtutud Elering AS poolt antud täpsustatud aasta maksimaalset koormusprognoosi arvestava PSS/E tarkvara mudeli püsitalitlusar- vutustest. Uurimistöö eelmises etapis toimus ülekandevõrgu ekvivalentide seadistamine ma- teemi ekvivalentidega piiritletud ülekandevõrku, seega võivad seadistamata ekvivalentide nuaalselt simulatsioonide käigus. Käesolevas etapis osutub tulenevalt mudeli jaotamisest ka- Seega on ekvivalentide seadistamiseks loodud PI-kontrolleritel põhinevad p juhtimissüsteemid. Ülekandevõrgu seadistamine teostati t kahes etapis, millest esimeses rakendati PI-kontrollereid arvutamaks iga ekvivalendi sobilik faasinihkenurk ning pinge efektiivvääre rtus vastavalt PSS/E heks osaks ning generaatoritee lisamisest mudelisse sellise meetodi rakendamine keeruliseks. püsitalitlusarvutustele. Antud parameetrid leiti ülekandevõrgule kuhu ei olnud ühendatud elektriraudtee süsteemi, tagamaks võimalikult täpne koormusvoogude jagunemine ning elekt- arvutatud parameetrid ülekandevõrgu mudelite töös rakendatavatesse Slider mudelitesse, analoogselt [1] esitatud lahendusele, et vähendada ülekandevõr rgus elementide arvu ning kii- riraudteest tingitud mõjude selgeks avaldumiseks. Teises etapis sisestati PI- kontrolleritega rendadaa mudeli arvutusprotsessi. Iga ülekandevõrgu ekvivalendi puhul on tarvis reguleerida sellee faasinihkenurka seadistamaks ekvivalendi väljund-aktiivvõimsust ning pinge efektiivväärtust konkreetsee sõlmalajaama lati- faasinihkenurga regulaatori mudel. pinge reguleerimiseks. Joonisel 1.3 on esitatud PSCAD-is koostatud elektrivõrgu ekvivalendi Joonis 1.3. Elektrivõrgu ekvivalendi faasinihkenurga regulaatorr PSCADis.. Joonisel 1.3 esitatud juhtimissüsteem arvutab ekvivalendi mõõdetud väljundvõimsuse ja sea- ekvi- desuuruse vahelisee signaali erinevuse põhjal välja sobiva faasinihkenurga, mille korral valendist väljuv võimsus vastab nõutavale. Juhtimissüsteemi seadesuurus on valitud PSS/E 24

25 püsitalitusarvutuste põhjal. Vea arvutamiseks vajalik mõõtesignaal on võetud ekvivalendi ja ülekandevõrgu vahele ühendatud mõõteseadmelt. Kuna mõõdetav aktiivvõimsus on sümmeet- riline ning võrdne kõigis kolmes faasis piisab mõõtesignaali loomiseks standardsest PSCAD Multimeter mõõteseadmest. Ülekandevõrgu ekvivalendi väljundvõimsus on äärmiselt tundlik ka väikesele faasinihkenurga muutusele, mistõttu antud rakenduses tuleb vähendada PI-kontrolleri proportsionaalset või- tin- mendustegurit välistamaks erinevate ülekandevõrgu ekvivalentide vastastikusest mõjust gitud võnkumisi. Vaadeldava ülekandevõrgu tingimustes annavad parimaa tulemuse joonisel 1.4 esitatud parameetrid. Joonis 1.4. Elektrivõrgu ekvivalendi faasinihkenurga juhtimissüsteemi parameetrid. Ülekandevõrgu ekvivalendi pinge reguleerimiseks on koostatud PI- kontrolleril põhinev juh- timissüsteem, mille PSCAD mudel on toodud joonisel 1.5. Joonis 1.5. Elektrivõrgu ekvivalendi pinge regulaator PSCADis. Pingeregulaatori eesmärgiks on arvutada ülekandevõrgu ekvivalendi sisetakistuse eelne pinge efektiivväärtus, mille puhul on ekvivalendi klemmidel tagatudd nõutud latipinge. Tulenevalt pinge ja võimsuse omavahelisest seosest t ning vastavate kadudee tekkimisest ekvivalendi sise- takistusel peavad faasinihkenurga ja pinge efektiivväärtuse juhtimissüsteemid saavutama op- 25

26 timaalse talitlusrežiimi, kus mõlema PI-kontrolleri sisendsignaal on võrdne nulliga. Tulene- vas- valt juhtimissüsteemide omavahelisest seotusest peavad kontrollerite parameetrid olema tavuses, et ei tekiks juhtimissüsteemide vahelist võnkumist. Kuna ekvivalendi väljund on faa- või- sinihkenurga muutusele tundlik, siis tuleb PI-kontrolleris valida madal proportsionaalne mendustegur ning vajaliku täpsuse saavutamiseks kasutada integraatori väikest ajakonstanti. Sellest tulenevalt saab pingeregulaatoriss rakendadaa suuremat võimendustegurit ning integ- et raatori ajakonstantt peab olema valitud suurem kui faasinihkenurga regulaatoris kasutatu, antud regulaator jõuaks oma väljundit seadistada vastavalt pinge efektiivväärtuse muutusele. Joonisel 1.6 on toodud ülekandevõrgu ekvivalendi pinge juhtimissüsteem PI-kontrolleri pa- rameetrid. Joonis 1.6. Elektrivõrgu ekvivalendi pinge juhtimissüsteemi parameetrid. Lihtsustusena on ülekandevõrgu ekvivalentide seadistamisel Kiisa alajaama ekvivalent nii põhja- kui ka lõunaosa mudelis võetud muutuvaks tugisõlmeks, mille väljundvõimsus ja pinge muutuvad vabalt kompenseerimaks PSS/EE ja PSCAD mudelite koostamisee iseärasustest tingi- nende tud aktiivvõimsuse ja latipingete kokkulangematust. Tarkvarade erinevust põhjustab eripärasus ülekandeliinide modelleerimise põhimõtetes. PSCAD-i õhuliinide mudel on oluli- sei- selt täpsem PSS/E-s mistõttu on mõlema mudeli reaktiiv- ja aktiivvõimsusvoogude jagunemine erinev. kasutatavast mudelist. Seda just õhuliini mahtuvuste m modelleerimise sukohast, 1.2 Generaatori agregeeritud mudeli koostam mine Uurimistöö käesolevas etapis on eesmärgiks analüüsida elektriraudtee talitlusest tingitud pingeasümmeetria mõju elektrivõrku ühendatud koostootmisjaamade generaatoritele. Uurimis- 26

27 töösse on kaasatud kolm Raill Balticu trassi läheduses paiknevat koostootmisjaama. Nendest kaks, Iru ja Tallinna SEJ, asuvad koostatud mudeli põhjaosas ning Metsakombinaadi SEJ asub mudeli lõunaosas Generaatori parameetrid Soojusjaamad on oma modelleerimise seisukohtadelt üksteisele sarnased, kus nende nimi- koostootmisjaamade täpseid mudeleid, seega on 25 MW agregeeritud generaatori mudel võimsused jäävad vahemikku MW. Antud uurimistöös puudub võimalus rakendada koostatud lähtuvaltt kirjanduses saada olevatele andmetele ningg tuginedes uurimistööö läbivii- generaatori, ergutussüsteemi, energiasüsteemi stabilisaatori, kiirusregulaatori ja auruturbiini modelleerimiseks. PSCAD tarkvaras koostatud agregeeritud generaatori g mudel on esitatud jate kogemustele. Mudeli koostamisel onn kasutatud PSCAD tarkvara standardseid mooduleid joonisel 1.7. Käesolevas uurimistöös on sünkroongeneraatori modelleerimisel lähtutud Siemens AG SGen5-100A-4P turbogeneraatori parameetritest, mis on toodud tabelis Nimetatud gene- raatori nimivõimsus on mõnevõrra suurem kui vaadeldavate koostootmisjk jaamade nimivõim- 27

28 sus. Tagamaks koormusvoogude jagunemise täpsust ülekandevõrgu mudelis piiratakse generaatori väljundvõimsust kiirusregulaatori mudelis. Tabel 1.1. Agregeeritud generaatori parameetrid. 28

29 Lisaks generaatori mudelile on elektrijaama mudeli oluliseks osaks generaatori ühenduskaabel ja elektrijaama ühendustrafo. Antud mudelis on generaatori ühenduskaabel modelleeritud PI- sektsioonina, mille parameetrid on esitatud joonisel 1.9. Modelleeritud parameetrid on valitud vastavalt generaatori nimiparameetritele ning iseloomustavad reaalselt kasutatavat kaablit. 29

30 1.2.2 Generaatori ergutussüsteem Vastavalt generaatori parameetritele on uurimistöös modelleerimiseks valitud generaatoriga samal võllil paiknev harjasteta erguti. Vastavalt IEEE ergutussüsteemide modelleerimise põ- kasutusel standardsed AC7B ja j AC8B mudelid. Antud ergutussüsteemidest on valitud AC8B, himõtetele [4] on vahelduvvoolul põhinevate harjasteta ergutussüsteemide modelleerimisel mis lihtsustab ergutussüsteemi parameetrite valikut ning mudeli seadistamist, kus tüüplahen- tüüpi duses on seadistatavaid muutujaid neli K P, K I, K D ja T D. Lisaks on AC8B ning antud ergutussüsteemide edasiarendused antud generaatorite võimsusklassis vägaa levinud. Agregeeritud generaatori mudelis on lähtutud standardsest PSCAD AC8B ergutussüsteemi mudelist, mille põhimõtteskeem on esitatud joonisel Joonis Standardse AC8B bloki PSCAD põhimõtteskeem [5]. PSCAD tarkvaras on standardd AC8B blokk modelleeritud lihtsustatud kujul, vastavalt IEEE ergutussüsteemide modelleerimise põhimõtete [5] kohaselt lubatule. Antud mudelis ei kasu- erguti tata erguti täielikku matemaatilist kirjeldust ning lubatud lihtsustusena onn välja jäetud pinge E FD ja ergutusvoolu I F sõltuvuskarakteristikut kirjeldavadd funktsioonid (joonis 1.11). Lisaks ergutis tehtud lihtsustustele ei arvestata PSCAD-i standardses blokis generaatorile omaseid üleergutus (OEL), alaergutus (UEL) ja V/Hz piirajaid ning generaatori reaktiivvõim- osaks. suse reguleerimise funktsioone, mis on täieliku ergutussüsteemii mudeli üheks oluliseks Käesolevas uurimistöös on generaatori teoreetilise mudeli PSCADi standardse bloki täpsus piisav elektriraudtee mõjude analüüsimis eks ning järelduste tegemiseks. Generaatori spetsiifi-s raken- liste analüüside teostamiseks on tarvis aga rakendada täpsustatud mudeleid, kus ei ole datus eespool nimetatud lihtsustusi. PSCAD AC8B bloki parameetrid on sisestatud kahes osas, joonisel 1.12 on esitatud ergutussüsteemi regulaatori osasse sisestatudd parameetrid. 30

31 Ergutussüsteemi regulaatori, PID-kontrol lleri parameetrid on esmalt määratud rakendades sel- läbi leks Ziegler-Nichols meetodit, misjärel on parameetrite väärtused täpsustatud katseliselt PSCAD simulatsioonide tagamaks generaatori vastavus Võrgueeskirja [6] nõuetele. Erguti seadistamisel ei ole arvestatud ergutussüsteemi alaldis ja abiergutis tekkiva viitega, mistõttu on parameetrite K A väärtus määratud üheks ja T A väärtus nulliks. Joonisell 1.12 toodud parakui PID- meeter V LV tähistab mudeli erguti osa referentsväärtust mudeli käivitamise k ajahetkel, kontrolleri integraatori väärtus on võrdnee nulliga. Antud parameetrist sõltub generaatori muantud pa- deli käivitamise stabiilsus ning pinge ülevõnke ulatus. Koostatud mudeli puhul on rameetri optimaalseks väärtuseks 0,1. Joonis 1.13 kajastab mudelisse m sisestatud harjasteta 31

32 ergutit parameetreid, mis vastavad ergutussüsteemi põhimõtteskeemil tähistatud (joonis 1.11) viitebloki K A / (1+sT A ) järgselee osale. Erguti parameetrite määramisel on lähtutud IEEE ergutussüsteemide modelleerimise põhi- on mõtete [4] lisas H esitatud AC8B ergutussüsteemi tüüpparame eetritest. Antud parameetrid sobivad 100 MW ja suuremate generaatorite modelleerimiseks tugevas ülekandevõrgus. Uurimistööks koostatud generaatori mudelis on antud parameetrid teisendatud vastavalt mo- ergutussüsteemis. Antud seade võimaldab ergutussüsteemil summutada elektrisüsteemi siir- delleeritava generaatori ja regulaatori parameetritele. Lisaks ergutile on olulisel kohal ka elektrisüsteemi stabilisaator, mis on eraldiseisev kontroller deprotsesside tõttu tekkinud võnkumisi generaatori talitluses. Kuna K agregeeritud generaatori mudeli ergutussüsteemiks on AC8B, siis vastavalt [4] on ergutussüsteemi stabilisaatoriks va- PSCADi standardse PSS2B põhimõtteskeem on toodud joonisel Elektrisüsteemi stabili- litud PSS2B, mille vanem versiooni PSS2A leiab rakendust koos k AC8B ergutussüsteemiga. saatori väljundsignaal V ST (joonis 1.14) liidetakse erguti regulaatori summeerimispunkti (joo- veasig- nis 1.11), kus see vastavalt operatsiooni punktile, kas suurendab või vähendab ergutii naali. Joonis Standardse PSS2B bloki PSCAD põhimõtteskeem [5].[ Modelleeritud ergutussüsteemi stabilisaator PSS2B on kahe sisendiga võnkesummuti, mille referentssignaalideks on generaatori aktiivvõimsus ning pöörlemiskiirus, mis vastavad soovi- on tuslikule konfiguratsioonile [ 4]. PSS2B mudeli seadistamisel ning parameetrite valikul lähtutud IEEE ergutussüsteemide modelleerimise põhimõtetee [4] lisas H esitatud PSS2B tüüpparameetritest, mida on katseliselt kohandatud vastamaks generaatorile ja ergutussüstee- Ergutussüsteemi stabilisaatori seadistus võimaldab generaatoril talitleda stabiilselt püsitalitlusrežiimiss summutades suuremaid võnkumisi. Paraku ei ole see aga optimaalne väiksemate võnkumiste summutamiseks. Ergutussüsteemi stabilisaatori täpsemaks optimee- mile. PSS2B parameetrid on esitatud joonisel 1.15 toodud PSCAD P konfiguratsiooniaknas. 32

33 rimisekss on tarvis rakendada rendatudd summutusregiooni. põhjalikumaid analüüsimeetodeid, uurimakss stabilisaatori suu- Joonis PSS2B elektrisüsteemi stabilisaatori parameetrid Auruturbiini kiirusregulaatorr Üheks oluliseks osaks generaatori mudelis on kiirusregulaator, mille talitlemine avaldab märajal. Ra- kimisväärset mõju generaatori käitumisele nii püsitalitluse kuii ka siirdeprotsesside kendades standardseid PSCAD mudeleidd koosneb auruturbiini mudel kahest eraldiseisvast moodulist kiirusregulaatorist ning auruturbiinist. Käesolevass töös on PSCAD mudeli andmis põhi- mebaasist valitud generaatori kiirusregulaatoriks standardne Governor 4 mudel, neb Westinghouse digitaalselt juhitud elektromehaanilisel kiirusregulaatoril [5]. Nimetatud kiirusregulaator ning selle täiustatud analoogid on laialdaselt levinud antud generaatorite võimsusklassis. Lisaks on Governor 4 kiirusregulaator modelleerimise seisukohast üks liht- para- samaid PSCAD mudelitest. Mudeli koostamiseks ei ole nõutud turbiini konkreetseid meetreid, mistõttu saab seda rakendada ka generaatori teoreetiliste mudelite korral. PSCAD Governer 4 auruturbiini kiirusregulaatori mudeli põhimõttesk keem on toodud joonisel Joonis Standardse kiirusregulaatorii Governer 4 bloki PSCAD P põhimõtteskeemm [5]. 33

34 Joonisel 1.16 toodud põhimõtteskeemist on näha, et tegemist onn lihtsa mudeliga, mis koosneb ühest seadistatavast elemendist ( lead-lag filter) ning turbiini konstantidest. Lead-lag filtri parameetrid on simulatsioonide käigus katseliselt määratud ning turbiini konstandid on valitud tuginedes generaatori võimsusklassile ning kogemustel e. Joonisel 1.17 on toodud au- ruturbiini kiirusregulaatori parameetrid PSCAD konfiguratsiooniaknas. Auruturbiini modelleerimiseks on kasutatud standardset PSCADD Thermal turbine mudelit, mis kasutab kõige lihtsamat auruturbiini matemaatilist kirjeldust. Joonisel 1.18 on esitatud standardse PSCAD auruturbiini mudeli põhimõtteskeem. Tulenevalt rakendatavast Governer 4 mudelist on joonisel 1.18 esitatud parameeter P T seadistatud nulliks, kuna regulaatoril puudub generaatori aktiivvõimsuse otsereguleerimisee funktsioonid. 34

35 Auruturbiini seadistamisel ja parameetrite e määramisel on aluseks võetud ühe kõrge- ja madal- mida on täpsustatud vastavaltt simulatsiooni tulemustele. Joonisel 1.19 onn toodud Thermal rõhuastmega turbiini andmed.. Auruturbiini parameetrid on määratud tuginedes kogemustele, Turbine mudeli seadistus. Standardne PSCAD auruturbiini mudel võimaldab modelleerid da ka väga keeruka konfigurat- siooniga auruturbiine, mida on võimalik seadistada muutes viidete ajakonstante ning sisesta- uurimistöös koostatud auruturbiini kõrgrõhuastmetee mehaanilise võimsusee osakaalud on too- des kõrg-ja madalrõhuastmetee osakaalusid vastavaltt turbogeneraatoritele sobivalt. Käesoleva dud joonisel

36 ine mudeli madalrõh Generaatori mudeli vastavus Võrgueeskirjale Antud peatükis analüüsitakse agregeeritud generaatori PSCADD mudeli käitumist, kontrolli- maks koostatud mudeli vastavaust Võrgueeskirja nõuetele [6]. Analüüsis on käsitletud kahte juhtumit, kus esimesel juhul generaatoriri pinge seadesuuruse väärtust muudetakse +/- 10% ning teiseks juhtumit, kus generaatori pingetõste trafo 110 kvv poole lattidel leiab aset lühis kestusega 0,25 sekundit. 36

37 Esmalt vaatleme tühijooksu talitluses generaatori mudeli pinge seadesuuruse muutust +/- 10%, kus generaatori mudel talitleb 0,95 sü nimipingest ning simulatsiooni 20. sekundil suu- 1,05 sü tagasi algsele 0,95 sü. Mõlemadd tühijooksukatse simulatsioonitulemused on esitatud rendatakse pinget kuni 1,05 sü. s Simulatsiooniperioodi 30. sekundil muudetakse seadesuurus joonisel Seadesuuruse muutmisel nii +10% kui ka -10% võrra tekib ülevõnge, mis aga ei ületa Võrgueeskirjas [6] esitatud lubatudd 15% piirväärtust. Simulatsioonitulemustestt selgub, et seadesuuruse muutusest tulenevaid võnkumisi generaatorii väljundpinges ei esine ning seega säilib viimase stabiilsus. Joonis Generaatori väljundpinge muutus pinge seadesuuruse muutumisel +/- 10%. Ergutussüsteemi korrektse talitluse olulisimaks näitajaks on regulaatori reaktsiooni kiirus, viimane on ka Võrgueeskirjass [6] määratletud. Agregeeritud generaatori ergutussüsteemi mutõstmise deli koostamisel on lähtutud harjadeta ergutist, mis vastavalt [6] toodule peab pinge korral saavutama 90% muutumisulatusest 0,2-0,5 sekundi jooksul. Pingee langetamisel -10% võrra peab ergutussüsteem tagama pingee vähenemise 90% kuni 0% koguu muutumisulatusest vähemalt 0,8 sekundiga. Joonisel 1.23 esitatud tulemustest onn näha, et generaatori väljund- on pinge saavutab 90% muutumisulatusest pinge tõstmisel 0,36 sekundiga. Pinge langetamisel pinge muutumise kiirus vahemikus 90% kuni 0% muutumisulatusest 0,79 sekundit. Pinge vähendamisee aeglasem reageerimiskiirus on tingitud ergutussüsteemis teostatud lihtmitte- sustustest, milles olulist mõju omab erguti pinge ja voolu karakteristikute funktsioonide arvestamine AC8B pingeregulaatori mudelis. 37

38 Järgnevalt vaatleme koostatud generaatori mudeli käitumist lühiskatse korral, kus simulatmaalühis, mille kestvuseks on määratud 0,25 sekundit. Lühiskatse teostamisel on ülekandevõrgu ekvi- siooniperioodi 25. sekundil toimub pingetõste trafo 110 kv lattidel kolmefaasiline valentide paiknemine arvestatud Iru alajaama 110 kv lattidele, kuna koostatud kolmest gene raatori mudelist kaks on ühendatud just antud alajaama lattidele. Lühise katse korral tulevad vaatlemisele e generaatori latipinge, mis on toodud joonisel ning generaatori aktiiv- ja reaktiivvõimsus (joonis 1..25), hindamaks generaatori talitlusstabiil- et sust ning vastavust Võrgueeskirjas [6] toodud nõuetele. Joonise põhjal selgub, geraatori väljundpinge stabiliseerub lühiseolukorra möödumisel ning ei teki pinge väärtuse püsivat võnkumist. Pingekõveralt on näha pinge väärtuse taastumisel mõningast võnkumist, viimane on tingitud generaatori aktiivvõimsuse võnkumisest (joonis 1..25). Väljundipinge taastumisel tekkiv lauge pinge ülevõnge on põhjustatud PSCADi AC8B ergutussüsteemi mu- deli lihtsustustest. Joonis Generaatori väljundpinge lühise korral kestvusega 0,25 sekundit. Joonisel 1.25 toodud generaatori aktiiv- ja reaktiivvõimsuse kõverate põhjal on näha, et gene- lü- raator talitlus on stabiilne. Lühise tagajärjel tekkinud aktiivvõimsuse võnkumine sumbub hise möödumisel ning lühisega ei kaasnee kestvat võnkumist generaatori aktiivvõimsuses. Ge- käitub neraatori reaktiivvõimsus ja pinge on omavahel otseselt seotudd parameetrid, mistõttu reaktiivvõimsuskõver sarnaselt pingekõveraga (joonis 1.24) ning pingee taastumisel tekib reaktiivvõimsuse ülevõnge. Kujutatud aktiivvõimsuse võnkumine joonisel 1.25 on otseselt tingitud generaatori füüsilistest parameetritest. 38

39 Joonis Generaatori aktiiv- ja reaktiivvõimus lühise korral kestvusegaa 0,25 sekundit. Eespool kirjeldatudd tühijooksu- ja lühiskatse tulemused tõestavad, et koostatud teoreetiline generaatori mudel täidab Võrgueeskirjass [6] esitatud nõudeid ning on käesoleva uurimistöö stsenaariumite analüüsimisekss sobiv. 1.3 Jaotusvõrgu täpsustatud koormusmudelidd Tulenevalt PSCAD tarkvara uuema versiooni rakendamisest on uurimistöö eelnevas etapis kasutatud jaotusvõrgu koormusmudelid tarvis ümber modelleeridm da, kuna uuem ver- versioonis on kasutatud Elering AS pooltt antud täiendava liidese E-TRANN koormusmudeleid, mis omavad olulisii eeliseid PSCADi versioonis võrreldes standardsee koormusmudeliga. E-TRAN koormusmudeli eeliseid on lähemalt käsitletud uurimistöö eelmise etapi aruande siooni ei võimaldaa rakendadaa eelnevalt koostatud [1] koormusmudeleid. Mudeli varasemas peatükis 6 [1]. Järgnevalt analüüsitakse elektriraudtee talitlusest tingitud mõjusid ülekandevõrgust toideta- Antud uurimistöö eelmise etapi analüüsii tulemused näitasid, et elektriraudtee koormus aval- vatele teistele tarbijatele. Seega osutub vajalikuks täpsustada jaotusvõrguu koormusmudeleid. dab mõjuta ülekandevõrgu pinge väärtusele, mistõttu võib eeldada, et mõjud kanduvad edasi ka trafo sekundaarpingesse. Häiringute tuvastamiseks ning toitepinge kvaliteedi muutuste hindamiseks jaotusvõrgu koormustele onn lisaks jaotusvõrgu aktiiv- ja reaktiivkoormusele tar- mahtuvus on otseselt seotud jaotusvõrguu liinitüübi ja konfiguratsiooniga, seega on vis arvestada ka võrgu mahtuvust ningg genereeritud reaktiivvõimsust. Kuna jaotusvõrgu täieliku 39

40 jaotusvõrgu mudeli integreerimine ülekandevõrgu mudelisse mitterealistlik. Mistõttu on käes- mis olevas projektis rakendatud jaotusvõrgu ekvivalentseid mahtuvusi. Jaotusvõrgu ekvivalentsed mahtuvused on määratud vastavalt maaühendusvooludele, isoleeritud neutraaliga võrgus sõltuvad liinide põikmahtuvusest [8]. Tulenevalt maaühendus- järele lähtuvalt jaotusvõrgu konfiguratsi ioonist, mis muudab koormusmuk udelite täpsustamise oluliselt lihtsamaks. Küll aga ei ole antudd meetodi puhul võimalik määrata jaotusvõrkuu õhulii- voolude põhjal määratud põikmahtuvustest puudub vajadus konkreetsete liiniparameetrite nide täielikku mahtuvust, kuna maaühendusvool lähtub vaid põikmahtuvp vusest ning arvesta- kaalub meetodi rakendatavus üle lihtsustusest põhjustatava marginaalse ebatäpsuse. Modelleeritud täpsustatud jaotusvõrgu koormusmudel koosnebb standardest PSCAD Fixed- mata jäävad faasijuhtide vahelised mahtuvused [8]. Lähtudes käesoleva uurimistöö iseloomust load ning Capacitive-load koormusmudelist. Fixed-load mudel asendab seni kasutatud E-TRAN mudelit kirjeldades jaotusvõrgu koormust. Capacitive-load mudeliga on modelleeritud jaotusvõrgu põikmahtuvus, mis täpsustab jaotusvõrgu koormuse käitumist asümmeetrilise toitepinge korral. Joonisel 1.26 on toodud jaotusvõrgu täpsustatud koormus- mudeli tüüplahendus. Joonis Jaotusvõrgu täpsustatud koormusmudel PSCADis. Jaotusvõrgu koormuste modelleerimisel on aluseks võetud Elering AS lähteandmetenaa saadud täpsustatud miinimum- ja maksimumkoormusstsenaarium aastaks.. Antud stsenaariu- ise- mile vastavad koormused on esitatud aruande lisass 3. Tulenevalt käesoleva uurimistöö loomust on koormuste modelleerimisell lähtutud maksimumk koormusstsenaariumist. Koor- püsita- musmudeli võimsused on seadistatud vastavalt lähteandmetes esitatud e normaalskeemi litlusarvutustele, mille puhul on lähtutudd uurimistööö eelmises etapis e kirjeldatud põhimõtetest [1]. 110 kv alajaamade koormused on trafode vahel võrdselt jaotatud. Mitme mähisega tramähised fode korral on koormus jaotatud lineaarselt, millest tulenevalt on kõrgema pingega rohkem koormatud kui madalama pingega. Koormusmudelite nimipinged n on seadistatud vas- tavalt trafo sekundaarpingetele. 40

41 Fixed-loadlites genereeritavate reaktiivvõimsustest, mille väärtusi on suurendatud nii, et 110 kv lattide mudelisse sisestavate võimsuste väärtused lähtuvad Capacitive-load mudekoormus ei muutuks võrreldess püsitalitlusarvutusega. Täiendavalt on arvestatud Fixed-load koormusmudeli eripärasid, kus andmed on mudelisse sisestada ühe faasi kohta. Fixed-load koormusmudeli konfiguratsiooniaken PSCAD tarkvaras on toodud joonisell Lisaks koormusandmetele tuleb Fixed-load mudeli korral määrata koormuskarakteristikust tuleneva toitepingee tundlikkuse tegurid dp dq ja dv dv. Käeso olevas tööss on mõlema teguri väärtuseks määratud kaks, mis tähendab,, et antud koormusmud del järgib konstantse aktiiv- ja induktiivtakistusega koormuse tüüpkarakteristikut. Jaotusvõrgu ekvivalentse mahtuvuse modelleerimise on aluseks võetud Elektrilevi OÜ poolt väljastatud maaühendusvoolude väärtused Elering AS ülekandevõrgugaa liitumispunktides. Maaühendusvoolude väärtustest lähtuvaltt on arvutatud jaotusvõrgu ekvivalentsed mahtuvused ning nende põhjal genereeritav ekvivalentne reaktiivvõimsus nimitingimun uste juures. Ekviva- lentsed mahtuvused on modelleeritud Capacitive-load koormusmudelina. Antud mudel käitub simulatsioonides kui standardne PSCADi kondensaatorii mudel, mille mahtuvus arvu- liht- tatakse iga simulatsiooni alguses vastavalt mudelisse sisestatudd parameetritele. Viimane sustab koormusmudelites muudatuste tegemist, kuna puudub vajadus v ekvivalentsetee mahtu- konfiguratsiooniaken PSCAD tarkvaras on toodud joonisel Tulenevalt maaühendusvoolu põikmahtuvuslikust iseloomust on Capacitive-load koormusmudel seadistatud tähtühen- vuste ümber arvutamiseks iga aset leidvaa muutuse korral. Capacitive-load koormusmudeli dusse. 41

42 1.4 Elektrirongi uuendatud regeneratiivne mudel Käesoleva uurimistöö eelmises etapis selgus, et analüüside läbiviimisekss koostatud elektri- tase- rongi regeneratiivse pidurduse mudel aeglustas mudeli arvustuskiirust ebapraktilisele mele, mistõttu tekkis vajaduss oluliselt kiirema mudeli koostamiseks. Senini oli elektrirongi regeneratiivse mudeli koostamisel kasutatud aktiiv- ja induktiivtakistuse järgi juhitud pidur- on duskarakteristikuid [1]. Uurimistöö läbiviimise käigus ilmnes, et arvutuskiiruse langus tingitud PSCAD tarkvara ülesehitusest ning juhtimismaatriksii koostamise alustest. PSCAD tarkvaraa klassifitseerib juhitavad aktiiv-- peajuhtivusmaatriksisse. Seega on antudd takistused juhitud ja induktiivtakistusedd passiivelementidena, lisades need sellest lähtuvalt ühe ahelana pideva ja ajast sõltuva karakteristiku järgi, mistõttu tarkvara uuendab u juhtivusmaatriksit igal arvutussammul. Tavapäraselt on juhtivusmaatriks aga konstantne ning uuendatakse harva, näiteks peale võimsuslüliti lülitamist. Juhtivusmaatriksi uuendamisel koostab tarkvara uue takistusmaatriksi ning kõik transponeerimis toimingud viiakse mudelis uuesti läbi. Mudeli elementide suure arvu korral võtab iga arvutussammu läbiviimine kaua aega. Antud asjaolu- mõõtu elektrisüsteemi modelleerimisel, kus igal sammul uuendatav juhtivusmaatriks ei ole dest lähtuvalt on uurimistöö eelmises etapis koostatud regeneratiivne mudel sobilik väiksemat probleemiks. Mudeli arvutuskiiruse tõstmiseks on antud uurimistöö käesolevas etapis koostatud ühefaasili- sel juhtival pingeallikal põhinev regeneratiivne mudel, mis järgib eelnevalt koostatud mudeli pidurduskarakteristikut. Joonis 1.29 kajastab regeneratiivse pidurdamise mudeli juhtimiseks kasutatud karakteristikut. 42

43 Joonisel 1.30 on toodud juhtival pingeallikal põhinev elektrirongi regeneratiivne mudel, mille puhul ei ole juhtivusmaatriksii igal arvutussammul uuendamine e vajalik. Mudelisse sisestatud takistuste väärtused on konstantsed ning karakteristikujärgne juhtimine onn teostatud oluliselt väiksemate pinge- ja voolumaatriksite väärtuste muutmisega. Seega S on antud mudel oluliselt kiirem eelnevast uurimistöös rakendatud r lahendusest. Elektrirongi regeneratiivse pidurdamise e mudeli koostamiseks on kasutatud standardset PSCAD tarkvara pingeallika mudelit Voltage source model 1, 1 mis sobib antud lahenduse juures oma omadustelt kõige paremini. Pingeallika mudeli eripäraks on sisetakistuse aktiiv- ja induktiivkomponentide paiknemine paralleelühenduses. Viimane on oluliseks eeliseks pinge- ak- allika täpsel reguleerimisel rakendades selleks lihtsat juhtimissüsteemi, kuna pingeallika tiiv- ja reaktiivvõimsus on faasinuga ja pinge amplituudväärtusee muutusega vähem seotud kui seda on jadaühenduse korral. Joonis kajastab pingeallika konfiguratsiooniakent PSCAD tarkvaras. 43

44 Joonis Juhitava pingeallika konfiguratsioon PSCADis. Juhitavaa pingeallika sisetakistus on arvutatud analoogselt uurimistöös eelmise etapi aruandes [1] kirjeldatud arvutuskäigule,, kus täiendavalt on arvesse võetud pingeallika mudeli eripära ja pingeallika miinimumpinge väärtust 1 kv. Pingeallika sisetakistuse aktiiv- ja induktiivkom- ponentide väärtused on toodudd joonisel 1.32 pingeallika PSCADi konfiguratsiooniaknas. Joonis Juhitava pingeallika sisetakistused Pingeallika juhtimissüsteem Järgnevalt tuleb kirjeldamisele pingeallika reguleerimiseks koostatud juhtimissüsteem ning selle koostamisel lähtutud meetoditest. Pingeallika juhtimissüst teemi kõigee olulisemaks osaks on elektrirongi pidurduskarakteristik, milles on lihtsustatult kombineeritudd eripärad nii rongi liikumisest kui ka pidurdamisel konverterist tingituna. Antud mudelis onn elektrirongi pidur- kuid duskarakteristikud modelleeritud analoogselt uurimistöö eelnevas etapis [1] käsitletule, täiendavalt kasutatakse karakteristiku väljundina otse veduri aktiiv- jaa reaktiivvõimsust. 44

45 Muutuvate aktiiv- ja reaktiivvõimsuse väärtuste juhtimisekss on kasutatud X-Y transfer function blokki, mis oma olemuselt on xy-koordinaatide tabel, kus x-telje muutujaks on si- mulatsiooniaeg. Modelleeritudd karakteristikud on kujutatud joonisel Joonis Elektrirongi aktiiv-ja reaktiivvõimsuse karakteristik kud PSCADis. Uurimistöö eelnevas etapis koostatud lahenduse puhul oli X-YY transfer function blokki ra- eta- kendamisel mudeli korrektseks talitlemiseks tarvis kasutada välist andmebaasi, siis antud pis koostatud lahendus võimaldab sellest loobuda, kuna karakteristiku sisestamisel piisab blo- ning kisisesest koordinaatpunktidest. Antud lahendus muudav mudeli kasutamise lihtsamaks ühtlasi ka töökindlamaks, kuna puudubb vajadus täiendavatek ks andmebaasideks väljaspool simulatsiooni. Joonisel 1.33 toodud elektrirongi aktiiv-ja reaktiivvõimsusee karakteristikutega määratud väljundsignaalid on referentsväärtustekss vastavalt pingeallikaa faasinihkenurgale pinge juhtimissüsteemis. Juhtimissüsteemis on lisaks referentssignr naalidele tarvis luua ka k mõõdetud väljundsuurustest tagasisideahel. Tulenevalt elektriraudtee süsteemi iseärasustestt ning ühefaasilisest pingealli- kast pole antud juhtimissüsteemis mudelis võimalik kasutada otse o mõõdetud aktiiv- ja reak- tiivvõimsust, kuna mõõtetulemused sisaldavad 1000 Hz sagedusel võnkuvat vastujärgnevus- komponenti. Viimane põhjustab kontrolleri ebastabiilsust ningg võimendab vastujärgnevuse- aktiiv- ja komponendi võnkumist. Sellest tulenevalt kasutatakse tagasisideahelana arvutusliku reaktiivvõimsuse pärijärgnevuskomponente. Joonisel 1.34 on kujutatud pärijärgnevu uskomponendi arvutussüsteemi, mis koosneb kahest kiire Fourier i teisenduse moodulist (FFT). Antud moodulite abil arvutatakse pingeallika klemmidel mõõdetud faasipinge ja -voolu väärtuste pärijärgnevuskomponendid ning seejärel nendest lähtuvalt pingeallika aktiiv- ja reaktiivvõimsuse pärijärgnevuskomponent. Regeneratiivse pidurduse aktiivvõimsuse tarbimise ja genereerimise reguleerimiseks tuleb mudelis muuta pingeallika faasipinge nihkenurka kontaktvõrguu pinge suhtes. Tulenevalt ees- pool kirjeldatud valitud pingeallika mudelist ning pidurduskarakteristikust t on pingeallika faa- 45

46 sinihkenurka võimalik juhtida läbi proportsionaal-integraalse (PI) regulaatori. Joonisel 1.35 on toodud regeneratiivse pidurduse mudeli pingeallika faasinihkenurga juhtimissüsteem. Juhtimissüsteem arvutab pidurduskarakteristikust lähtuvalt nõutud ja tegeliku mõõdetud ak- ta- tiivvõimsuse erinevuse põhjall pingeallika faasinihkenurga. Regulaator saavutab stabiilse litlusrežiimi kui karakteristiku järgi nõutud ja mõõdetud aktiivvõimsused on omavahel võrdvajadus sed. Regeneratiivne pidurdamine on aeglane siirdeprotsess, mistõttu m puudub otsene veasignaali proportsionaalse võimendust teguri muutmiseks ning kontrolleri talitluskiiruse ja vea kõrvaldamise täpsuse määrab integraatori ajakonstant. Viimane on antud uurimistöös va- ka litud katseliselt. Joonisel 1.36 on toodud rakendatud PI-kontrolleri parameetrid. Pingeallika aktiivvõimsus on faasinihkenurga muutuse suhtes tundlik, t mistõttu kaasnevad väikese nurga muutusega suured muutused pingeallika väljundis. Sellest tulenevalt on PI-re- gulaator püsitalitlusrežiimis ebastabiilne. Kontaktvõrgu mudelisse ühendatud regulaatori 46

47 aeglase seadistuse juures ei suuda s pingeallika väljund järgidaa etteantud karakteristikut. Lahenduseks on PI-regulaatorile lisatud juhtimissüsteemi viite funktsioon, mis silub PI-regulaa- tori väljundit ning takistab selles järsu tõusufrondiga tekkivaidd muutusi. Viitebloki ajakons- toitetrafo t tandi väärtus peab kompenseerima pingeallika, kontaktvõrguu ja raudteesüsteemi induktiivtakistust ning selle väärtus on uurimistöös määratud katseliselt,, võttes arvesse nii pidurduskarakteristikut kui ka PI-regulaatori parameetreid. Joonisel 1.37 on toodud PI-regu- laatori viite parameetrid. Regeneratiivse pidurduse reaktiivvõimsuse tarbimise ja genereerimise reguleerimiseks on tarvis reguleerida mudeli pingeallika faasipinge väärtust. Analoogselt faasinihkenurga regulaatorile rakendatakse ka pinge väärtusee reguleerimiseks proportsionaal-integraalset (PI) re- 47

48 gulaatorit. Joonisel 1.38 on toodud regeneratiivse pidurduse pinge väärtuse juhtimissüsteem PSCAD mudelis. Uurimistöö eelmises etapis koostatud mudel võimaldas regeneratiivset pidurdust vaadelda režiimis, kus reaktiivvõimsuss muutus proportsionaalselt tarbitava või genereeritavaa aktiiv- Elektrirongide vedurite ajameid on täpsemalt käsitletud uurimistöö eelmise etapi aruande võimsusega. Antud pidurdusrežiim on omane vanemat tüüpi vedurites v rakendatud ajamitele. peatükis 5 [1]. Käesolevas etapis koostatud veduri regeneratiivse pidurdusee mudelis on sellele vastav režiim tähistatud Con S, kus pingeallika faasipinge juhtimissüsteemm reguleerib mudel väljundreaktiivvõimsust vastavalt koostatud karakteristikule. Elektrirongi uuendatud regeneratiivne mudel võimaldab tänu täielikult juhitava pingeallika kasutusele rakendada pidurdamisel täiendavat funktsiooni, mistõttu saabb regeneratiivset pipõhineva ajami pidurdusrežiimis. VSC tehnoloogial põhinevas ajamis on o juhtimissüsteemis kasutada kaks vabaduse astet, millest ühte kasutatakse veosüsteemi poolt tarbitava aktiivvõimsuse juh- durdust modelleerida ka uuemat tüüpi Voltage Source Converter (VSC) tehnoloogial timisekss ning teist, kas veduri võimsusteguri või kontaktvõrgu u pinge juhtimiseks. Viimasel juhul on antud režiim mudeli pingeallika juhtimissüsteemis tähistatud Con V. Joonisell 1.39 on kujutatud regeneratiivse pidurdusrežiimii ümberlülitit, mis muudab juhtimissüsteemis PI-re- gulaatori töörežiimi mudelis. Con S juhtimisrežiimis talitleb faasipinge PI-regulaator analoogselt faasinihkenurga regulaa- nõutud torile, kus stabiilse talitlusrežiim saavutatakse kui reaktiivvõim msuskarakteristiku järgi ja mõõdetud pärijärgnevuskomponentide vahe on võrdne nulliga. Kontaktvõrgu pinge muutub antud režiimis vastavalt tarbitud ja genereeritud näivvõimsusele. Con V juhtimisrežiimis ar- 48

49 vutatakse konstantse kontaktvõrgu faasipinge alusel stabiilnee talitlusrežiim, milles veduri maksimaalne võimsustegur saavutatakse võimsuse tarbimise režiimis. Joonis Pingeallika faasipinge juhtimissüsteemii režiimi ümberlüliti. Sarnaselt faasinihkenurga juhtimissüsteemile ei rakendada pingeregulaatoris proportsionaalset võimendustegurit ning kontrolleri omadused määrab integraatori ajakonstant. Ka antud juhul on pinge juhtimissüsteemi parameetrid määratud katseliselt. Joonisel 1.40 on toodud pingeal- lika faasipinge juhtimissüsteem parameetrid. Joonis Pingeallika faasipinge juhtimiesüsteemii parameetrid. Joonised 1.41 ja 1.42 illustreerivad kahee pingeregulaatori juhtimissüsteem režiimide erine- mudel vusi. Joonisel kajastatud Con S režiimis tarbib veduri regeneratiivse pidurduse aktiiv- ja reaktiivvõimsust vastavalt koostatud karakteristikulee reaktiivvõimsus muutub pro- vaid portsionaalselt aktiivvõimsusega. Joonisel 1.42 kajastud Con V režiimis s tarbib mudel aktiivvõimsust, kus pingeregulaator on maksimaalse võimsusteguri režiimi. Regeneratiivsel pidurdamisel aktiivvõimsuse suuna s muutusest tingitud kontaktvõrgu pingee tõusmise kompen- seerib pingeregulaator, mida illustreerib reaktiivvõimsuse tarbimine vedurii pidurdamisel. 49

50 Joonis Regeneratiivse pidurduse aktiiv- ja reaktiivvõimsuss Con S režiimis. Joonis Regeneratiivse pidurduse aktiiv- ja reaktiivvõimsuss Con V režiimis. 1.5 Kokkuvõte Antud aruande esimesse peatükki on koondatud läbiviidud uurimistöö käesolevas etapis ana- koosta- lüüside tegemisekss vajalike seniste s PSCAD mudelite täienduste ning uute mudelitee mise kirjeldused. Tulenevalt uurimistöö eelmise etapi tehtud tööst ning lisanduvate mudelite mahust on ilmne, et simulatsioonide läbiviimiseks kuluvat aegaa on tarvis lühendada, mistõttu osutu vajalikuks seni koostatud mudelite arvutuskiirust tõstmine. 50

51 Peatükk 1.1 kirjeldab eelnevas etapis koostatud tervikliku 110 kv ülekandevõrgu jaotamist kaheks, ülekandevõrgu põhja- ja lõunaosa mudeliks. Ülekandevõrgu kaheks jaotamise sõlmpunktiks osutus Kiisa alajaam, mis on kogu vaadeldavas võrgus elektriliselt kõige tugevam alajaam. Lisaks kirjeldatakse antud peatükis mudeliosade ülekandevõrgu ekvivalentpunktide juhtimiseks koostatud PI-kontrolleritel põhinevaid juhtimissüsteeme ning nende rakendamist ekvivalentide seadistamisel. Uurimistöö käesoleva etapi mudeli üheks oluliseks uuenduseks on agregeeritud generaatorite mudelite koostamine, mida kajastab peatükk 1.2. Täpne ülevaade antakse nii valitud generaatori parameetritest, ergutussüsteemi stabilisaatorist kui ka aruturbiini kiirusregulaatorist, viimaste valikupõhimõtetest ning nende seadistamises antud generaatori tarbeks. Antud peatüki viimases osas vaadeldakse koostatud generaatori mudeli vastavust kehtivale Võrgueeskirjale. Generaatori mudelis tehti nii tühijooksu- kui ka lühiskatse, kus mõlemal juhul saadud tulemused kinnitasid generaatori mudeli vastavust Võrgueeskirjas esitatud nõuetele. Peatükk 1.3 keskendub uurimistöö raames vajalikele täpsustatud jaotusvõrgu koormusmudelitele ning kirjeldab nende koostamist PSCAD tarkvaras. Jaotusvõrgu koormusmudelid on määratud vastavalt maaühendusvooludele, mis isoleeritud neutraaliga võrgus sõltuvad liinide põikmahtuvusest. Jaotusvõrgu ekvivalentse mahtuvuse modelleerimisel on aluseks võetud Elektrilevi OÜ poolt väljastatud maaühendusvoolude väärtused Elering AS ülekandevõrguga liitumispunktides. Peatükis 1.4 kirjeldatakse uurimistöö käesolevas etapis elektrirongi regeneratiivset pidurdust kajastava uuendatud mudeli koostamist. Tulenevalt vajadusest suurendada mudelite arvutuskiirust on koostatud reguleeritaval pingeallikal põhinev veduri regeneratiivse pidurduse mudel, mille juhtimissüsteemid võimaldavad rakendada mitmeid talitlusrežiime. Mistõttu osutub võimlikuks ka tänapäeval laialt levinud elektrirongides kasutatavate ajamite pidurdusrežiimide modelleerimine. Antud peatükk annab ülevaate režiimide erinevusest ning eraldi on välja toodud nende võimsuste tüüpkõverad. 1.6 Kirjandus [1] Elektertransport ja selle mõju elektrisüsteemi talitlusele, Projekti II etapi aruanne, TTÜ elektroenergeetika instituut, 2014, 266 lk. [2] J. Kilter, T. Sarnet, T. Kangro. Assessment of Transmission Network Voltage Unbalance in Connection of High-Speed Electrical Railway Connection, 9th Internatio- 51

52 nal Conference Electric Power Quality and Supply Reliability, , Rakvere Estonia, 6 pp. [3] J. Kilter, T. Sarnet, T. Kangro. Modelling of High-Speed Electrical Railway System for Transmission Network Voltage Quality Analysis: Rail Baltic Case Study, 9th International Conference Electric Power Quality and Supply Reliability, , Rakvere Estonia, 6 pp. [4] IEEE Standard , IEEE Recommended Practice for Excitation System Models for Power System Stability Studies. IEEE, 2006, 85 pp. [5] PSCAD Electromagnetic Transients User Guide, Manitoba HVDC Research Centre, 2010, v [6] Eesti Vabariigi Valitsuse määrus - Võrgueeskiri. [7] Dynamic Models for Steam and Hydro Turbines in POWER System Studies, IEEE Committee Report, IEEE, 1972, 12 pp. [8] M. Meldorf, H. Tammoja, Ü. Treufeldt, J. Kilter. Jaotusvõrgud. TTÜ kirjastus, 2007, 546 lk. 52

53 2. Kontaktvõrgu pikendatud lühisetalitluse mõjud ülekan- devõrgule Järgnevalt on eesmärgiks ülekandevõrguu kontekstis analüüsida elektriraudtee kontaktvõrgu pikendatud lühisetalitluse mõjusid võrguu normaalskeemi korral. Erinevaltt tavapärasest elekt- roh- rivõrgust võtab kontaktvõrguss aset leidva lühisekoha leidminee ja lühise väljalülitamine kem aega, kuna elektriraudteee toitesüsteemis on erinevaid sektsioone ja ümberlülitusi palju. Sellest tulenevalt on otstarbekas vaadelda pikendatud lühisetalitluse olukorda, kus lühise kestvuseks on määratud 1 sekund. Elektriseadmed on nimiandmetes sertifitseeritud lühisele kestvusega 1 sekund, mistõttu on see maksimaalne lubatud aegg lühise kestvuseks elektrivõr- 1 gus. Seega analüüsitakse ka järgnevalt j kontaktvõrgu pikendatud lühisetalitlust kestvusega sekund. Antud töös läbiviidud lühise katsete tegemiseks kasutati PSCADis koostatud järgmisi mude- Üle- leid: ER_EE_North_JT, ER_EE_North_Scott, ER_EE_South_JT, ER_EE_South_Scott. kandevõrk on vastavalt Rail Balticu trassi kulgemisele jagatudd põhja- ja lõunaosaks. Potent- Rapla ja Sindi alajaamasid. Täiendavalt on analüüs teostatud ka k Kilingi-Nõmme alajaamale. Eelkõige on tähelepanu pööratud läbi jõutrafo elektriraudtee koormuse k võrku ühendamisele. Täiendavalt on simulatsioonid ja analüüs teostatu ka Scott-trafoühenduse rakendamisele. Lühise katsete eesmärgiks on vaadelda kontaktvõrgus aset leidva lühise mõju ülekandevõr- gule. Vaadeldakse pinge muutuste tekett elektriraudtee koormuse liitumispunktis ning selle siaalsetee liitumispunktidena on järgnevalt põhjaosas analüüsitud Iru alajaam ning lõunaosas mõju ulatust liitumispunktist kaugemale,, ülekandevõrgu teistesse alajaamadesse. Lisaks üleaset leid- kandevõrgu alajaamadele on oluline välja selgitada, kas võimalikud kontaktvõrgus vad lühised avaldavad mõju ka ülekandevõrgus paiknevatele generaatoritele. Lühise modelleerimiseks on tarvis eespool mainitud mudelitesse lisada ühefaasilise lühise mudel (joonis 2.1) ning määrata selle asukoht, toimumise ajahetk ja lühise kestvus. Joonis 2.1. Ühefaasilise lühise mudel PSCADis. 53

54 Järgnevates peatükkides käsitletakse kahte lühise toimumise asukohta a kontaktliinil vastavalt selle kaugusele kontaktliini toitepunktist st ehk veoalajaamast. Vaadeldakse lühise asukohta kontaktliini lõpus, kus lühis asub 25 km kaugusel veoalajaamast (joonis 2..2) ning kontaktliini alguses, veoalajaama vahetus läheduses ehk viimase lattidel (joonis 2.3). Esimesel juhul asub lühisekoht raudteevõrgu ja ülekandevõr rgu ühenduskohast kaugeimas võimalikus punktis. Kontaktvõrgu lõpus toimuva lühise poolt põhjustatud mõjud sumbuvad s juba kontaktvõrgus, mistõttu eeldataksee võrdlemisi väikest mõjude avaldumist ülekandevõrgule. Veoalajaam on aga ülekandevõrgule lähim punkt ning veoalajaamaa vahetus läheduses toimuva lühise mõjud kanduvad ülekandevõrku, mistõttu on tegemist ülekandevõrgule keerulisema olukorraga ning eeldatavalt on mõjud suurimad. Joonis 2.2. Ühefaasiline lühis kontaktliinii lõpus. Joonis 2.3. Ühefaasiline lühis veoalajaama vahetus läheduses. 54

55 Kõigis järgnevates simulatsioonides lülitatakse elektriraudtee koormus võrku simulatsiooni 20. sekundil. Lühise toimumise ajahetkeks on määratud 22. sekund ning lühise kestvuseks 1 sekund. Seega taastub võrgu normaalolukord koos elektriraudtee koormusega simulatsiooni 23. sekundil. Lisaks vaadeldakse täiendavat lühiseolukorda, kuss kontaktvõrgus leiab aset kaks järjestikust lühist. Antud aruande peatükid 2.1 kuni 2.4 käsitlevad elektriraudtee koormuse k ülekandevõrku ühen- lii- damist läbi jõutrafo, kus peatükis 2.1 analüüsitakse ülekandevõrgu põhjaosa Iru alajaama tumispunkti. Peatükkides 2.2 kuni 2.4 vaadeldaksee ülekandevõrgu lõunaosa liitumispunkti Rapla, Sindi ja Kilingi-Nõmme alajaamades. Aruande peatükkk 2.5 keskendub elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamisele läbi Scott-trafo ning selle talitlemisele kontaktvõrgu lühise korral, kus saadud tulemusi võrreldakse jõutrafoga Iru, Rapla ja Sindi liitumispunkti alajaamades. 2.1 Liitumispunkt Iru alajaamas Järgnevas peatükis tuleb vaatluse alla elektriraudtee koormuse ülekandevõrü rku ühendamine Iru alajaamas. Iru alajaam on üheks potentsiaalseks Rail Balticu liitumispunktiks Harjumaa piir- gene- konnas ning selle eraldi välja toomine onn oluline, kuna viimase lattidele on ühendatud raatorid. Seega asub kontaktvõrgus toimuv lühis Iru alajaama liitumispunkti korral generaato- Antud peatükis käsitleme elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamist läbi jõutrafo. ritele elektriliselt kõige lähemal ning avalduv mõju viimaste talitlusele on kõige tugevam. Simulatsioonitulemuste analüüsimisel onn erilist tähelepanu pööratud Iru u alajaamaga otsese ühenduses olevatele Järve, Ida, Lasnamäe, Kallaveree ja Järveküla alajaamadele. Kontaktvõrgu lühisest tulenevate mõjude ülekandevõrgus edasi levimise hindamiseks vaadeldaksee pingete kõveraid ka teistess ülekandevõrgu põhjaossa kuuluvates alajaamades. Eeldatavasti avaldavad kontaktvõrgus toimuvad lühised suurimat mõju liitumispunkti alajaamale, a kuna viimane asub lühise kohale kõige lähemal. Lisaks pööratakse tähelepanu ka võimalikelev e mõjudele generaa- torite talitlusel Lühis kontaktvõrgu lõpus Esmalt tuleb vaatluse alla olukord, kus lühis kestvusega 1 sekund leiab aset kontaktliini lõpus ehk veoalajaamast 25 km kaugusel. Analüüsime lühisest tulenevate mõjude edasikandumist ülekandevõrgu alajaamadele. Ühtlasi pöörame tähelepanu ka generaatorite talitlusele lühise 55

56 3. Vedurite regeneratiivsest pidurdamisest tingitud mõjud 3.1 Üldist Jõuelektroonika areng on endaga vedurites kaasa toonud lisaks tavapärasele mehaanilisele pidurdamisele ka elektrilise pidurdamise ajamiga. Ajamiga pidurdamisel ehk regeneratiivsel pidurdamisel kasutatakse mootori pöörlemistakistust ratastega pidurdamiseks. Antud pidurdusrežiimil töötab veduri mootor aga generaatorina, kus pöördejõu allikaks on rongi inertsjõud. Regeneratiivse pidurdamise peamiseks eeliseks tavapärase pidurdamise ees loetakse veoenergia säästu. Mitmete uurimistööde põhjal [1], [2], [3], [4], [5] on regeneratiivsest pidurdusest saadav energiasääst kuni 30%. Lisaks energiasäästule väheneb regeneratiivse pidurdamise rakendamisel pidurite mehaaniline kulumine, mis võimaldab hoolduskuludelt kokku hoida [6]. Vastavalt rongide tehnilisele lahendustele on võimalik regeneratiivset pidurdusenergiat süsteemi tagastada, kus seda saab rakendada otstarbekamatel eesmärkidel kui lihtsalt eralduva soojusenergiana. Enam levinud on pidurdusenergia rakendamine rongisiseseks tarbimiseks, kus pidurdusel vabanev energia leiab kasutust rongi abitoiteahelates. Võimalik on ka vabaneva energia edastamine raudteesüsteemi toitevõrku. Viimasel juhul on otstarbekaim ja efektiivseim regenereeritud energia rakendamine teiste, liini samas toitesektsioonis liikuvate vedurite toiteks. Antud lahendust kasutatakse laialdaselt trammiliinidel, kus liikumisgraafikud on tihedad ning peatuste vahelised teekonnad lühikesed [7]. Soodsate asjaolude korral annab rahuldavaid tulemusi ka regeneratiivse pidurdusenergia rakendamine kõrgepingevõrgust toidetavatel kiirraudtee magistraalliinidel. Seda mitme rongi üheaegsel samas kontaktliini toitesektsioonis paiknemisel ja raudteeliinidel, mis kulgevad mägisel maastikul. Viimasel juhul on oluline, et rongide liikumisgraafikud oleks kohandatud selliselt, et samaaegselt liigub üks rong ülesmäge ja teine allamäge [7]. Antud tingimusi ei ole kõikjal kerge saavutada. Juhul kui pidurdava rongi läheduses ei asu sel hetkel teisi ronge on võimalik ka energia talletamine. Selleks kasutatakse raudteeliini äärde paigaldatud energiasalvestisi, kust vajadusel saab energiat hiljem ära kasutada rongide kiirendamiseks. Liiniäärsete salvestite rakendamine on maailmas hetkel veel arendusjärgus, kuid kogub üha enam populaarsust. Tänu oma väiksemale kaalule ja ruuminõudlikkusele, kui seda on tavapärased rongidele paigaldatavad salvestusseadmed. Teisest küljest tuleb aga meeles pidada, et teeäärsete energiasalvestitega suurenevad 122

57 energia transportimisele kuluvad kaod [8]. Teeäärsete salvestistena leiavad kasutustt näiteks hoorattaid, akud ja ülikondensaatorid [8]. Lisaks eelpool mainitule on kasutust leidnud ka regeneratiivse energia e ülejäägi ülekandevõrku edastamine, seda vastavalt elektrivõrgu võimekuselee ja tugevusele. Antud lahendus leiab eelkõige kasutust just 25 kv AC toitesüsteemide korral, näiteks ÜhendkuninÜ ngriikides [7]. Kuigi teatud tingimuste juures on antud lahendus võimalik, ei ole süsteemiopes eraatorid seda aldid rakendama. Väidetavalt majanduslikel põhjustel ning võrgu töökindluse jaa hooldustingimuste tõttu [9]. Regenereeriva pidurdussüsteemi rakendamise otstarbekuse analüüsimiseks tuleb vaadelda mitmeid asjaolusid. Nii pidurdamise kui ka kiirendamise režiimis esinevadd kaod, seega pidurkulutatud energia [5]. Nagu juba eelnevalt mainitud on antud pidurdussüsteem efektiivne, kui jaamade damisel vabanev energia hulk on märgatavalt väiksem kui veduri kiirendamisele (peatuste) vahemaad on võrdlemisi väikesed. Peatuste vahekauguste ja saadava energiasäästu suhet kajastab joonisel 3.1 toodud graafik. Graafik näitab kui palju p rongill sõitmisekss kuluta- ener- tud energiast on võimalik läbii pidurduse taastada. Antud jooniselt on näha, et taastatava gia hulk on lineaarses seoses rongi peatuste vahelise vahemaaga. Pikkadee vahemaade korral, kus rongi energiakulu on suuresti sõltuvv veerevast takistusest, omab regeneratiivne pidurdaosutuda mine energiasäästule vähest efekti [1]. Pikkade vahemaade juures võivad erandiks olukorrad, kus toitesektsioonii piires esineb raudteeliinil maastikust tulenevalt kõrguste suuri erinevusi. Sellisel juhul võib regeneratiivse töörežiimi rakendamine osutuda otstarbekaks näiteks allamäge sõites, kus isegi jaamade vaheliste pikkade vahemaade korral on regeneree- [5] ritava energia hulk arvestatava suurusegaa [5]. Rootsis läbi viidud analüüside tulemustena võib regeneratiivsee pidurdussüsteemi rakendamine hinnangulis selt vähendada küll aktiivener- gia vajadust, kuid kokkuvõttess ei avalda mõju rongi kogu energiatarbimisele. Joonis 3.1. Genereeritava energia suhe peatuste vahekaugusesse [1]. 123

58 Lisaks eelpool mainitule on regenereeritava pidurdussüsteemi kasulikkus energiasäästu saamiseks piiratud ka veduri kiirusega. Uurimistöös [6] vaadeldakse pidurdusenergia ja veduri kiiruse vahelist sõltuvust. Saadud tulemused kinnitavad, et kiiruse vähenemisel väheneb ka pidurdamisel saadav energia hulk. Seega on rongi madala kiiruse korral regenereeritud pidurdusenergia limiteeritud. Regeneratiivse pidurdusrežiimi juures on oluline märkida, et pidurdamisele kuluv teekond on tunduvalt pikem võrreldes rongi mehaanilise pidurdamisega, kus rongi pidurdusteekonna lühendamiseks kasutatakse hõõrdejõudu. Antud asjaolu tuleb silmas pidada kiiret pidurdust nõudvatel olukordadel, näiteks hädaabi pidurdamistel ning ühtlasi ka rongide graafikutes püsimisel. Juhul kui rongi graafikus püsimine on oluline ning teekonnal esineb mitmeid peatusi, kus võib esineda viivitusi, eelistatakse regeneratiivse pidurdamise asemel mehaanilist pidurdust. Pidurdusenergia elektrivõrku suunamisel tuleb silmas pidada kontaktvõrgus kaasnevat pinge tõusu. Seega sõltub energia edastamise võimalikkus ning selle hulk ka kontaktvõrgust ja viimase vastuvõtlikkusest. Pinge väärtuse tõus üle lubatud piirmäära võib ohustada elektrivõrgus paiknevaid seadmeid, mistõttu osutub tarvilikus alajaamadesse paigaldada pinget piiravad seadmeid. Liialt kõrge pinge piiramiseks rakendatakse veduritel lisatakistusi, mis vähendavad genereeritavat võimsust [1], [5]. Täismahus regeneratiivse pidurdamise rakendamine rongi maksimaalkiiruse juures on mittesoovitatav, kuna see võib põhjustada suuri pinge kõikumisi kontaktvõrgus. Küll aga on täismahus regeneratiivne pidurdamine sobiv veduri püsikiirusel [5]. Regenereeritu energia toitevõrku suunamisel tuleb tähelepanu pöörata mitmetele asjaoludele. Seoses elektrienergia kvaliteediga on täheldatud mitmeid kahjusid, näiteks talitlushäired veduri seadmetes, induktiivsed häiringud sidekaablites, kõrgete harmoonikute resonantsist põhjustatud võimsuskaod, nõrkade elektriseadmete kahjustused aga ka kaitsereleede talitlushäiringud ning pingekõikumised [3]. Üheks olulisemaks asjaoluks on võrku kanduvate harmoonikute hulk pideva tõuke- ja pidurdusjõu vaheldumisel. Kõrged harmoonikud mõjutavad sidesüsteeme ja raudteevõrgu siseseid signaalsüsteeme [2]. Regeneratiivse pidurdamissüsteemi rakendamise kasulikkus sõltub nii pinge väärtuste variatsioonist rongil kui ka elektrisüsteemi tugevusest üleüldiselt. Regeneratiivse pidurdusprotsessi hindamiseks ja modelleerimiseks osutuvad vajalikuks keerukad mudelid, mis hõlmavad elektrilisi ja mehaanilisi komponente, võttes arvesse rongi mehaanilist iseloomu ja mehaaniliselektrilis muutusi rongi mootori lülitumisel generaator-režiimile [6]. 124

59 Järgnevalt analüüsitakse antud peatükis elektriraudtee vedurite regeneratiivsest pidurdamisest tingitud võimalikke mõjusid ülekandevõrgule. Mõjude uurimiseks kasutatakse dünaamilisi ülekandevõrgu mudeleid. Vedurite regeneratiivse pidurduse mõjude uurimiseks on koostatud vastavad PSCADi mudelid: ER EN_North_JT_Regen,, ER_EN_South_JT_Regen, ER_EN_North_Scott_Regen, ER_EN_North_Scott_Regen. Analüüsi A käigus vaadeldakse mõjusid nii põhja- kui ka lõunaosa ülekandevõrgule. Ülekandevõrgu põhjaosas on elektri- po- raudtee koormuse liitumispunktiks valitud Iru alajaama, mis onn Rail Baltica trassil üheks tentsiaalseks alajaamaks. Ühtlasi on antudd alajaama lattidele ühendatud generaatorid, mistõttu viimastele avalduvv mõju on sel juhul kõige selgemini märgatav. Ülekandevõrgu lõunaosas on veduritee regeneratiivse pidurduse mõju uurimisel elektriraudtee koormuse liitumispunktiks valitus Rapla alajaam. Rapla alajaam jääb Rail Balticu trassi keskossa ehk Raplamaa piir- konda ning on antud piirkonnas sobivaimaks liitumispunkti alajaamaks. Alajaam on ühtlasi nii elektriliste näitajate kui ka peatükis 2 tehtud analüüside põhjal elektriraudtee koormusest enam mõjutatav, kui seda on näiteks ülekandevõrgu lõunaosa Sindi alajaam, mis on samuti potentsiaalseks Rail Balticu liitumispunkti alajaamaks. Antud peatükk p käsitleb elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamist läbi jõutrafo. Kontaktvõr gus toimuvate muutuste korral on jõutrafo rakendamisel ülekandevõrgule avalduvad mõjud suuremad s kui seda Scott-trafo korral. Antud asjaolu tuleneb kahe trafoühenduse erinevusest, kus Scott-trafoühendusel on elektriraudtee koormus jaotatud ülekandevõrgu kõigi kolme faasi vahel. Samas kui jõutrafo rakendamisel on elektriraudteee koormus ühendatud ülekandevõr rgu kahe faasi vahele. Elektrirongi veduritele koostatud mudelidd võimaldavad regeneratiivset pidurdust modelleerida kahes režiimis, milleks on Con S ja Con V. Esimesel juhul on vedur v lülitatud konstantse näiv- on võimsuse režiimi ja teisel juhul konstantse pinge režiimi (p.1.4.1). Vastavat ümberlülitust võimalik teha mudelites sisalduva juhtimispaneeli abil (joonis 3.2). Joonis 3.2. Juhtimispaneel veduri regeneratiivse pidurdusrežiimi määramiseks PSCADis. Antud peatükis tulevad analüüsimisel konstantse näivvõimsu se režiimiss teostatud simulat- suuremate muutustega veduri reaktiivvõimsuses. Vastupidiselt Con V režiimile, kus sioonid. Viimane omab süsteemi pingelee suuremat mõju tulenevalt antud režiimis kaasnevate kontakt- 125

60 võrgu pinge hoitakse konstantsena ja süsteemile avalduvad mõjud on põhjustatud ainult ve- tingitud ülekandevõrgus avalduvaid pinge muutusi liitumispunkti alajaamades ning hinnata duri aktiivvõimsusest. Antud peatükis on eesmärgikss analüüsidaa elektriraudtee veduri regeneratiivsest pidurdamisest mõjude ulatust liitumispunktist kaugemale, teistesse ülekandevõrgu alajaamadesse. Lisaks alajaamade võimalikele latipingete muutustele on olulisel kohal hinnata regeneratiivse pidur- kõige keerulisem olukord, kus oodatav mõju suurim ja selgemini märgatav. Regeneratiivsel pidurdusel vabanevv ning kontaktvõrku suunatatud energia tarbitakse enamasti teiste samaaeg- selt antud toitesektsioonis paiknevate rongide poolt. Juhul kui vabanev v energia hulk on piisa- damise mõjusid ka võrgus paiknevatele generaatoritele. Regeneratiivse pidurduse modelleerimisel on vaatluse alla võetud ülekandevõrgu seisukohast valt väike ning see kulub täielikult teiste kontaktvõrgus paiknevate koormuste toiteks, siis ülekandevõrgule regeneratiivsest pidurdamisest mõjusid oodataa ei ole. Olukorras, kus pidur- et on oodata mõjude kandumist ka ülekandevõrku. Sellest tulenevalt onn antud uurimistöös veduritee regeneratiivset pidurdust modelleeritud olukorras, kus k kontaktvõrgu koormus on damisel vabanev energia hulk on suurem kui tarbimine, tõuseb kontaktvõrgu pinge sedavõrd, väikseim ja regenereeriv pidurdusenergiaa suurim. Jooniselt 3.33 on näha, et kontaktvõrku on ühendatud kaks regenereerivatt vedurit, kumbki võimsusega 5 MW, ning kogu ülejäänud rongi koormus on jäetud arvestamata. Antud situatsioonis on pidurdusel vabanev energia suurim ning puuduvad tarbijad. Joonis 3.3. Regenereeriva pidurdusega vedurite modelleeriminee PSCAD mudelis. Vedurite regenereeriv pidurdamine on simulatsiooniperioodil seadistatud s 28. sekundile, kust algab veduri järsk pidurdus maksimaalse e väärtuseni 1,5 sekundi vältel. Alates simulatsiooni 29,5. sekundist leiab aset pidurdusenergia vähendamine kuni sekundini, kus edasi saavu- tab vedur stabiilse väärtusega pidurdamise. Veduri regenereeriv v pidurdamine lakkab simulat- 126

61 siooniperioodi 37,5. sekundil. Veduri pidurdusperioodi kirjeldavad joonistel 3.4 ja 3.5 toodud veduri pinge ja võimsuste graafikud. Joonis 3.4. Veduri pinge regeneratiivsel pidurdamisel. Joonis 3.5. Veduri võimsused regeneratiivsel pidurdamisel. Järgnevates peatükkides analüüsitakse kirjeldatud saadud simulatsioonitulemusi elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamisel Iruu ja Rapla alajaamas. 3.2 Liitumispunkt Iru alajaamas Antud peatükis tuleb vaatluse alla elektriraudtee veduri regeneratiivsest pidurdusest tingitud mõjude kandumine ülekandevõrku, kui elektriraudtee koormuse liitumispunktiks on valitud ülekandevõrgu põhjaosa Iru alajaam. Veduri pidurdusest tulenevate mõjude hindamiseks vaaalajaama ühendatud generaatorite talitlusele. deldakse ülekandevõrgu alajaamade latipingeid ning pööratakse tähelepanu Iru 127

62 alajaamast kandub pinge tõus edasi ka Kehtna, Järvakandi, Kohila ja ka Valgu alajaamadesse, kus maksimaalne pinge tõus on suurem kui 1 kv. Teistes ülekandevõrgu alajaamades jääb selle väärtus alla 1 kv. Vedurite regeneratiivse pidurdusega kaasnev pingetõus ei ole aga seei kaasne davõrd suur, et põhjustaks märgatavaid muutusi alajaamade faasipingetes. Samuti regeneratiivse pidurdusega muutusi Metsakombinaadi alajaama ühendatud generaatori väl- jundparameetrites. Joonis Generaatori kiirus veduritee regeneratiivsel pidurdamisel, liitumispunkt Rapla alajaamas, jõutrafo. 3.4 Kokkuvõte Antud peatükk käsitleb elektriraudtee vedurite regeneratiivset pidurdust p ning sellega kaasne- kasu- vaid mõjusid ülekandevõrgule. Ajamiga pidurdamisel ehk regeneratiivsel pidurdamisel tatakse mootori pöörlemistakistust ratastega pidurdamiseks. Antud A pidurdusrežiimil töötab veduri mootor agaa generaatorina, kus pöördejõu allikaks on rongi inertsjõud. Vastavalt ronagastada. gide tehnilisele lahendustele on võimalikk regeneratiivset pidurdusenergiat süsteemi Enam levinud on pidurdusenergia rakendamine rongisiseseks tarbimiseks, kuid võimalik on ka vabaneva energia edastamine raudteesüsteemi toitevõrku. Viimasel V juhul on otstarbekaim ja efektiivseim regenereeritud energia rakendaminee teiste, liini samas toitesektsioonis liiku- vate vedurite toiteks. Pidurdusenergia elektrivõrku suunamisel tuleb silmas pidada kontakt- võrgus kaasnevat pinge väärtuse tõusu ning selle kandumist ülekandevõrku. Antud peatükis on vaadeldud ülekandevõrgu seisukohast keerulisemat olukord, kus kontakt- liitumispunktidena on ülekandevõrgu põhjaosas analüüsitud Iru alajaama ning lõunaosas Rapla alajaama. võrgu koormus on väikseim ja regenereeriv pidurdusenergia suurim. Elektriraudtee koormuse 135

63 Peatükis 3.2 analüüsitud Iru alajaam on elektriliselt võrdlemisi tugev, kus minimaalseks lühisvõimsuseks on 2280 MVA, sellest tulenevalt on ka alajaamale avalduvad mõjud võrdlemisi väikesed, kus maksimaalseks pingetõusu väärtuseks kogu vedurite pidurdusperioodil on 0,47 kv. Antud pinge väärtuse tõus ei too kaasa muutusi alajaamade faasipingetes. Vastavalt ülekandevõrgu alajaamade elektrilisele tugevusele ja nendevaheliste ühenduste pikkusele sumbub regeneratiivsest pidurdusest tingitud pingetõus ning ei põhjusta märkimisväärseid muutusi ülekandevõrgu alajaamade pinge väärtustes. Samuti ei ilmne märgatavaid muutusi Iru alajaama ühendatud generaatorite talitluses. Peatükis 3.3 analüüsitud Rapla alajaama minimaalne lühisvõimsus on 940 MVA, mistõttu on antud alajaam kontaktvõrgu muutustele tundlikum. Vedurite regeneratiivsel pidurdamisel tõusis pinge Rapla alajaama liitumispunktis maksimaalselt 1,69 kv võrra, mis on palju enam kui seda oli Iru alajaama korra. Tuntav pingetõus kandub liitumispunktis edasi ka teistesse ülekandevõrgu alajaamadesse, kus nii Kehtna, Järvakandi, Kohila ja ka Valgu alajamades tõusis faasidevahelise pinge väärtus üle 1 kv. Kõigis teistes antud piirkonna ülekandevõrgu alajaamades oli regeneratiivsest pidurdusest tingitud maksimaalne pingetõus alla 1 kv. Hoolimata tuntavast pingetõusust Rapla alajaamas ei too regeneratiivne pidurdamine endaga kaasa märgatavaid muutusi alajaamade faasipingetes. Samuti ei põhjusta vedurite regeneratiivne pidurdus ülekandevõrgus Pärnumaa piirkonna Metsakombinaadi alajaama ühendatud generaatori väljundparameetrites muutusi. Tulenevalt asjaolust, et analüüsitud simulatsioonid teostati situatsioonis, kus kontaktvõrgus pidurdab korraga kaks vedurit ning puudub kogu ülejäänud tavaolukorras pidurdusenergiat tarbiv rongi koormus, on ilmnenud mõjud minimaalsed. Ülekandevõrgu põhjaosas, kus on tegemist võrdlemisi tugeva elektrivõrguga, pole regeneratiivsest pidurdusest tulenevad mõjud märgatavad. Mõnevõrra nõrgemas ülekandevõrgu põhjaosas ilmneb Raplamaa piirkonna Rapla alajaama liitumispunkti korral väikesed kõikumised alajaama pingetes. Ülekandevõrgus paiknevatele generaatoritele vedurite regeneratiivne pidurdamine mõju ei avalda. 3.5 Kirjandus [1] K. H. Tseng, Y. F. Shiao. The Analysis of Regenerative Breaking Power for Taipei Rapid Transit System Electrical Multiple Units. International Conference on Machine Learning and Cybermetics, , Xian, China, pp [2] S. S. Joshi, O. Pande, A. Kumar. Regenerative Braking in Metro Rolling Stock. Delhi Metro Rail Corporation, pp

64 [3] S. Lee, B. Lee, J. Lee, C. Park, J. Jung, S. Jung. A Study on Regenerative Breaking Energy on Electric Multiple Unit Train. 10th International Conference on Ubiquitous Robots and Ambient Intelligentce (URAI), , Jeju, Korea, pp [4] S. Goh, M. Griffith, K. Larbi. Energy Saving By Using Regenerative Braking As Normal Train Operation. IET Conference on Railway Traction Systems (RTS 2010), , Birmingham, UK, pp [5] S. Östlund. Electric Railway Traction. Stockholm: KTH Royal Institute ot Technology, [6] M. Tulbure, R. Both. Models for the AC Locomotives Regenerative Braking, IEEE International Conference on Automation Quality and Testing Robotics (AQTR), , Cluj-Napoca, Romania, pp [7] S. Frey. Railway Electrification System & Engineering. White Word Publication, 2012, 145 pp. [8] Metrolinx, Electrification System Technology Assessment. Appendix 6. Toronto, 2010, pp [9] C. J. Goodman. Overview of Electric Railway Systems and The Calculation of Train Performance, IET Professional development Course on Electric Traction System, pp. 1-24,

65 4. Pingeassümmeetria mõju ülekandevõrgule ja generaatorite talitlusele Käesolev peatükk täiendab uurimistöö eelnevas etapis teostatud pingeasümmeetria analüüsi käigus saadud tulemusi ning hindab elektriraudtee koormusest tingitud pingeasümmeetria taset vastavalt täpsustatud ülekandevõrgu mudelitele. Lisaks käsitletakse alljärgnevalt elektriraudtee koormusest tingitud pingeasümmeetria mõju sünkroongeneraatoritele. Peatükis 4.1 tuleb selgitamisele generaatoritele avalduv pingeasümmeetria mõju teoreetiline taust ning rakendatavad piirmäärad. Peatükid 4.2 ja 4.3 keskenduvad täpsemalt pingeasümmeetria analüüsimisele vastavalt ülekandevõrgu uuendatud mudelitele jagades viimase kaheks, põhja- ja lõunaosaks. Antud peatükkides vaadeldakse pingeasümmeetria levikut ülekandevõrgu sõlmpunktides ja selle vastavust kehtestatud piirmääradele. Lisaks on eraldi välja toodud elektriraudtee koormuse liitumisega kaasneva pingeasümmeetria mõjud ülekandevõrku ühendatud generaatoritele vastavalt peatükis 4.2 ülekandevõrgu põhjaosas Iru alajaama ühendatud generaatoritele ning peatükis 4.3 ülekandevõrgu lõunaosas Metsakombinaadi alajaama ühendatud generaatorile. 4.1 Üldist Antud uurimistöö eelmises etapis antud teoreetilise ülevaate põhjal [1] on selge, et elektrisüsteemi tavatarbijate korral ei eksisteeri ülekandevõrgus märkimisväärset pingeasümmeetria allikat. Peamisteks pingeasümmeetria allikateks on lühiajalised asümmeetrilised lühised ning üksikud transponeerimata ülekandeliinid, mis aga ei põhjusta märkimisväärset pingeasümmeetriat. Valdav osa seni tehtud uurimistöödest ja standarditest lähtub pingeasümmeetria mõjude analüüsimisel ning piirmäärade määramisel asümmeetrilistest lühistest [2], [3]. Antud uurimistöö eelneva etapi tulemused näitasid, et elektriraudtee koormuse liitumisel Eesti 110 kv ülekandevõrguga tekib viimases märgatav (1...4%) pingeasümmeetria, mis varieerub oma tasemelt vastavalt liitumispunkti elektrilisele tugevusele [1]. Selline pingeasümmeetria on oma olemuselt püsiv. Generaatorid on pöörlevad seadmed, mis ei ole projekteeritud püsivaks talitluseks pingeasümmeetria piirmäärade lähedastes tingimustes (talitlemine enam kui 120 sekundit) [2], mistõttu osutub vajalikuks pingeasümmeetria mõjude analüüs sünkroongeneraatoritele. Selleks, et mõista pingeasümmeetria mõju generaatorile on tarvis teada nii pingekui ka voolu vastujärgnevuskomponentide mõju generaatoris. Üldise ülevaate antud temaatikast annab [2], kus selgitatakse detailselt vastujärgnevuskomponentide mõju ning käitumist generaatoris. 138

66 Ülekandevõrgus on pingeasümmeetria ning sellest tingitud mõjude analüüs olulisel kohal, kuna toitepingest sõltub nii ülekandeliinide kui ka tarbijate käitumine. Pöörlevate masinate, sünkroon- ja asünkroongeneraatorite/mootorite puhul on seejuures oluline vaadelda pingeasümmeetriaga tugevas seoses oleva koormusvoolu vastujärgnevuskomponendi efektiivväärtust, mis omab masinasisestes protsessides suuremat mõju kui toitepinge asümmeetria [2]. Generaatorisse sisenev voolu vastujärgnevuskomponent indutseerib pärijärgnevus magnetvoo komponendile vastupidises suunas pöörleva magnetvoo, mis pidurdab seega generaatori rootorit [2]. Sellest tulenevalt põhjustavad pinge- ja vooluasümmeetria generaatoris järgnevaid mõjusid: generaatori rootori ülekuumenemist; generaatori võimsuskadude ja elektrijaama kütusekulu suurenemist; turbiini ja generaatori võlli vibratsiooni; turbiini ja generaatori võlli mehaanilisest võnkumisest tingitud väändumist. Standardites ning uurimistöödes kasutatakse valdavalt pingeasümmeetria mõjude kirjeldamiseks generaatorisse sisenevat voolu vastujärgnevuskomponenti, kuna see on kergelt mõõdetav ning universaalne kõigi generaatorite ja mootorite korral [4], [5]. Tulenevalt asjaolust, et voolu vastujärgnevuskomponendi poolt indutseeritud magnetvoog töötab vastu pärijärgnevus magnetvoole, tekib rootori mähises normaalsest suurem vool, mis põhjustab omakorda rootori kuumenemist. Tulenevalt generaatori ehitusest on rootor aga kõige raskemini jahutatav osa generaatoris. Seega võib rootori ülekuumenemine endaga kaasa tuua kiiresti arenevaid kahjustusi generaatoris. Ülevaade rootori mähise kuumenemisest ning sellega kaasnevatest kahjustustest on toodud [3], [6]. Tuginedes [4] selgub, et voolu vastujärgnevuskomponendi piiramine osutub oluliseks. Vastavalt standarditele määratletakse voolu vastujärgnevuskomponendile piirmäärad, nii püsi- kui ka lühistalitlusel. Vastavad suurused on esitatud tabelites 4.1 ja 4.2. Tabel 4.1. Koormusvoolu vastujärgnevuskomponendi piirmäärad püsitalitlusel [11]. 139

67 seda tundlikum on ta asümmeetrilisele talitlusele. Antud asjaolule viitavad ka [3] saadud tu- tegurit I 2 2 t, mis kirjeldab voolukomponendi I 2 poolt põhjustatudd soojusenaa salvestuvaa energia lemused. Lühistalitluse korral kasutataksee vastujärgnevuskomponendi piirmäära kirjeldamisel hulka generaatori rootoris lühise kestvusee t jooksul. Joonisel 4.1 toodud kõver iseloomustai ab vastujärgnevuskomponendi piirmäära teguri I 2 2 t voolu ja lühise kestvuse sõltuvust maksimaalse rootoris salvestatava ohutuu energia hulga juu- res. Joonis 4.1. Generaatori voolu vastujärgnevuskomponendi piirmäära kõverr [7]. 140

68 Maksimaalselt lubatava energia hulga määramisel on arvestatud rootori konstantse soojus- mahtuvusega ning maksimaalse lühise kestvusega 120 sekundit. Lisaks rootori kuumenemi- Viima- sele suurenevad generaatoris voolu vastujärgnevuskomponendi tõttu ka võimsuskaod. sed jagunevad kaheks, esiteks põhimagnetvoole vastu töötav magnetvoog, mis avaldub kui täiendav hõõrdejõud ning takistab generaatori pöörlemist ningg teiseks rootoris indutseeritud voolud, mis põhjustavad täiendavat termilist kadu [6]. Joonisel 4.2 on toodud voolu vastujärgnevuskomponendi tõttu tekkiv võimsuskadu generaatori rootoris. Joonis 4.2. Voolu vastujärgnevuskomponendi ja rootoris tekkivaa võimsuskao suhe [6].. Jooniselt 4.2 on näha, et rootoris tekkivaid kaod on lineaarsess suhtes voolu vastujärgnevus- piisava komponendiga. Näidiskõver on toodud 500 MW võimsusega generaatori g kohta andess ettekujutuse rootoris tekkivatest kadudest. Tulenevalt lineaarsest seosest on graafiku põhjal võimalik teha teisendusi ja järeldusi j kaa väiksema võimsusega generaatoritele, hindamaks nende kaduda suurusjärku. Kadude täpsemaks määramiseks tuleks aga teostada arvutused vastavalt [6] toodud põhimõtetele. Generaatori kadude tõttu suureneb aga paratamatult elektmistõttu rijaama bloki kütusekulu, vastavalt kadude suhtele generaatorii väljundvõimsusesse, ei järgi generaator asümmeetrilise talitluse korral nimi P-Q karakteristikut. 141

69 4.2 Ülekandevõrgu põhjaosa mudeli pingeasümmeetria analüüs Järgnevalt käsitletakse elektriraudtee talitlusest tingitud pingeasümmeetriat liitumispunktis ning selle levikut ülekandevõrgu teistesse sõlmalajaamadesse ja mõju ülekandevõrku ühendatud generaatoritele. Antud uurimistöö eelmise etapi aruandes on toodud põhjalik pingeasümmeetria leviku analüüs, millest lähtuvalt on hinnatud erinevate sõlmalajaamade sobivust elektriraudtee liitumispunktideks. Käesolevas peatükis toodud tulemused täpsustavad ülekandevõrgu põhjaosa alajaamade eelnevas aruande saadud tulemusi vastavalt ülekandevõrgu mudelis tehtud täiendustele. Analüüside läbiviimiseks on ülekandevõrgu põhjaosas valitud kolm potentsiaalset liitumispunkti alajaama Iru, Aruküla ja Järve alajaam. Alajaamade valikul on lähtutud Iru alajaama ühendatud generaatoritest ning alajaamade ühendustest Iru alajaamaga. Generaatorite seisukohast on kõige keerulisemaks juhtumiks elektriraudtee liitumine Iru alajaamas, kus koormuse ja generaatorite vahel on väikseim takistus. Võttes arvesse Rail Balticu trassivariante ning uurimistöö eelmise etapi pingeasümmeetria analüüsi, on täiendav analüüs teostatud põhjaosa alternatiivsetele Aruküla ja Järve liitumispunkti alajaamadele, kus vaadeldakse sarnaselt Iru alajaama liitumispunktile selle lattidele ühendatud generaatoritele avalduvat mõju. Pingeasümmeetria levikut ülekandevõrgus vaadeldi eelnevas etapis kolme erineva (jõu-, V- ühendusega- ja Scott-trafo) liitumistrafo korral. Lähtuvalt saadud tulemustest on uurimistöö käesolevas etapis pingeasümmeetria leviku hindamisel vaatluse alla võetud kaks liitumistrafo ühendust, jõutrafo ja asümmeetriliselt koormatud Scott-trafo. Valiku tegemisel on lähtutud maksimaalsest pingeasümmeetriast, mis eelnevalt saadud tulemuste põhjal ilmnes just mainitud trafoühenduste korra. Scott-trafoühendust on analüüsitud vaid asümmeetrilise elektriraudtee koormuse tingimustes, kuna sümmeetrilise koormuse puhul on ülekandevõrgus tekkiv pingeasümmeetria minimaalne. Elektriraudtee koormuseks on läbiviidud simulatsioonides valitud 24 MVA (20 MW), mis vastab neljale koostatud veduri koormusele ning tagades ühtlasi võrreldavuse uurimistöö eelmises etapis saadud tulemustega. Pingeasümmeetria mõjude uurimiseks on koostatud vastavad PSCADi mudelid: põhja piirkond jõutrafo ja Scott-trafo vastavalt ER_EN_North_JT ja ER_EN_North_Scott. Tabelis 4.3 on toodud pingeasümmeetria koondtulemused ülekandevõrgu põhjaosas elektriraudtee liitumisel Iru, Aruküla ja Järve alajaamas. Iga liitumisalajaama korral on läbiviidud eraldiseisvad simulatsioonid, kus vaadeldakse pingeasümmeetria tekkimist ülekandevõrgu teistes sõlmalajaamades ehk selle levikut liitumispunkti alajaamast kaugemale. Tulemused näitavad, et kõigi teostatud simulatsioonide puhul ei ületa pingeasümmeetria ühele tarbijale 142

70 pingeasümmeetria analüüside tulemused näitasid selle mittesobivust. Tegemist on elektriliselt nõrga võrguosaga ning elektriraudtee lisandumisega kaasnevad märkimisväärsed probleemid. Üheks väljapakutavaks lahenduseks antud piirkonnas oleks ehitada Sindi alajaamast Rail Balticu trassiga paralleelselt kulgev uus 110 kv õhuliin, millelt toidetakse uut rajatavat elektriraudtee liitumispunkti. Antud lahenduse korral koondatakse elektriraudteest tingitud elektrikvaliteedi probleemid Sindi alajaama, kus need on võimalik korraga lahenda. Suurendades selleks Sindi 110 kv alajaama elektrilist tugevust või rakendada FACTS seadmeid kompenseerimaks tekkivaid probleeme. Raplamaa piirkonna ülekandevõrku võib samuti lugeda elektriliselt võrdlemisi nõrgaks, kus elektriraudtee koormuse Rapla alajaama liitumispunkti analüüsi tulemused näitasid kaasnevaid elektritoite probleeme. Nende lahendamiseks oleks antud piirkonnas, kas Rapla või Kehtna alajaama elektrilise tugevuse tõstmine tasemele, kus elektriraudtee koormuse ühendamisega vastavasse alajaama ei kaasneks pingeasümmeetria piirmäärasid ületavaid väärtusi. Antud lahendus eeldab ülekandevõrgu täielikku rekonstrueerimist antud piirkonnas. Mõjusid on võimalik leevendada ka teise 110 kv õhuliini ehitamisega Sindi alajaamast paralleelselt elektriraudtee trassiga kuni optimaalse liitumispunkti asukohani. Antud lahenduse eeliseks on Sindi alajaama efektiivsuse tõstmine, läbi mille on võimalik vältida pingeasümmeetria laiaulatuslikku levikut ülekandevõrgu lõunaosas. Selle elluviimiseks tuleks juba elektriraudtee planeerimisel ja projekteerimisel arvestada võimalike 110 kv õhuliini trassikoridoridega ning servituutidega. 4.4 Kokkuvõte Uurimistöö käesolev peatükk kajastas antud etapis koostatud täiendatud PSCAD mudelitega läbiviidud pingeasümmeetria analüüside tulemusi vastavalt ülekandevõrgu mudeli kaheks jagamisele, põhja- ja lõunaosale. Simulatsioonide põhjal toodud tulemused täpsustavad uurimistöö eelmises etapist tehtud tööd ning lisaks on täiendavalt analüüsitud pingeasümmeetria mõjusid sünkroongeneraatorite talitlusele. Peatükk 4.1 selgitab teoreetilisest küljest pingeasümmeetria mõjus sünkroongeneraatoritele, põhjendades seeläbi generaatorite modelleerimise vajadust. Toodud on ülevaade generaatoris tekkivatest mõjudest viimase asümmeetrilise talitlusrežiimi korral. Lisaks on selgitatud IEEE standardites esitatud pingeasümmeetriat ning sellega kaasnevale voolu vastujärgnevuskomponendile kehtestatud piirmäärasid. 151

71 Peatükis 4.2 keskendutakse pingeasümmeetria analüüside tulemustele ülekandevõrgu põhjaosas. Lühidalt kirjeldatakse pingeasümmeetria analüüsil lähtutud parameetreid ja eeldusi ning tuuakse välja simulatsioonide põhjal saadud pingeasümmeetria väärtused ülekandevõrgu põhjaosas, kus pingeasümmeetria tekkimist ja selle levikut ülekandevõrgus vaadeldi elektriraudtee koormusel liitumisel Iru, Aruküla ja Järve alajaamades. Elektriraudtee koormuse ühendustrafodena on võrreldud jõu- ja Scott-trafo rakendamist. Analüüsi tulemustest selgus, et ülekandevõrgu põhjaosas ei tekita pingeasümmeetria probleeme ning kehtestatud piirmäärasid ei ületata. Küll aga tuleks arvestada pingeasümmeetria kumulatiivse olemusega, mis võib mõjutada teiste ülekandevõrgu häiringute ulatust ja mõju. Pingeasümmeetria mõjude analüüsimisel pöörati tähelepanu ka ülekandevõrgu põhjaosas Iru alajaama lattidele ühendatud generaatorite talitlusele. Tulemustest selgus, ülekandevõrgu põhjaosas tekkiv pingeasümmeetria on võrdlemisi väikene põhjustamaks generaatoritele seatud piirmäärade ületamist. Lisaks on antud peatükis toodud pingeasümmeetria mõju nii genereeritavale aktiiv- ja reaktiivvõimsusele kui ka generaatori pöörlemiskiirusele. Peatükk 4.3 keskendub pingeasümmeetria mõjude analüüsimisel lõunaosa ülekandevõrgus. Pingeasümmeetria analüüsimisel on lähtutud peatükis 4.2 esitatud põhimõtetest ning üldisest seadistusest. Elektriraudtee liitumispunkti alajaamadena on vaadeldud Rapla, Sindi, Kilingi- Nõmme ning lisaks ka Metsakombinaadi alajaama, kuna viimase lattidele on ühendatud generaator. Simulatsioonitulemused on välja toodud nii jõu- kui ka Scott-trafo rakendamisel, võrdlemaks kahe trafoühenduse mõju erinevusi. Simulatsioonitulemused näitasid, et ülekandevõrgu lõunaosas tekib iga potentsiaalse liitumispunktiga pingeasümmeetria seisukohast probleeme, kuna igal juhtumil ületatakse 1% pingeasümmeetria piirmäär. Lisaks omavad ülekandevõrgus täiendavat mõjus pingeasümmeetria edasikandumisele nii täpsustatud jaotusvõrgu koormusmudel kui ka tühijooksul talitlevad kontaktvõrgu osad. Peatüki viimases osas on kirjeldatud võimalike lahendusi antud piirkonnas elektriraudtee koormuse ühendamiseks ülekandevõrku. Välja on pakutud ehitada täiendav 110 kv õhuliin, välistamaks pingeasümmeetria levikust tingitud mõjusid ülekandevõrgus ning ühtlasi koondada elektriraudtee koormuse mõjud Sindi alajaama, mis võimaldaks kompenseerida või tõsta teiste mainitud tehniliste lahenduste efektiivsust. 4.5 Kirjandus [1] Elektertransport ja selle mõju elektrisüsteemi talitlusele, Projekti II etapi aruanne, TTÜ elektroenergeetika instituut, 2014, 266 lk. 152

72 [2] J. Wang, R. Hamilton. A Review of Negative Sequence Current. 63rd Annual Conference for Protective Relay Engineers, , College Station, Texas, USA, 18 pp. [3] I. E. Pollard. Effects of Negative-Sequence Current on Turbine-Generator Rotors. IEEE Transactions on Power Apparatus and System, part III, Vol. 72, issue: 2, 1953, 3 pp. [4] IEEE Standard C50.13/D1, IEEE Standard for Cylindrical-Rotor 50 Hz and 60 Hz Synchronous Generators Rated 10 MVA and Above. IEEE, 2013, 61 pp. [5] IEEE Standard C37.102, IEEE Guide for AC Generator Protection. IEEE, 2006, 177 pp. [6] C. A. Williamson, B. E. Urquhart. Analysis of the Losses in a Turbine-Generator rotor caused by unbalanced loading. Proceedings of the Institution of Electrical Enrgineers, vol. 123, issue 12, 1976, pp [7] VKG Energia elektripaigaldise PSS/E ja PSCAD mudelid. TTÜ elektroenergeetika instituut, 2014, 76 lk.. [8] J. Kilter, T. Sarnet, T. Kangro. Assessment of Transmission Network Voltage Unbalance in Connection of High-Speed Electrical Railway Connection, 9th International Conference Electric Power Quality and Supply Reliability, , Rakvere Estonia, 6 pp. 153

73 5. Koormuse ühelt liitumispunkti piirkonnalt teisele siirdu- mise mõju ülekandevõrgule Aruande antud peatükis hinnataks elektriraudtee koormuse ühelt ü liitumispunkti piirkonnalt teisele siirdumise mõjusid ülekandevõrgu alajaamadele ja generaatoritele. Koormuse siirdu- lähe- misest tulenevate mõjude hindamiseks vaadeldakse liitumispunkti alajaamade ja nende dal asuvate alajaamade latipingeid. Hindmaks võimalikke mõjusid ülekandevõrku ühendatud generaatoritele, vaadeldakse generaatori pinge väärtust ning väljundvõimsusi. Koormuse ümberlülitamise katse kahe liitumispunkti vahel teostatakse ülekandevõrgu lõuna- vasta- osale, kasutades selleks PSCADis koostatud mudeleid: lõuna osa jõutrafo ja Scott-trafo valt ER_EE_South_JT, ER_EE_South_Scott. Elektriraudtee koormuse siirdumisega kaasne- Rapla vate mõjude hindamiseks võetakse liitumispunktidena vaatlusee alla Rail Balticu trassi piirkonda kuuluv Rapla alajaam ning Pärnu piirkonda kuuluv Sindi alajaam. Antud valik tule- ning neb asjaolust, et lõunaosa ülekandevõrk k on märgatavalt nõrgem kui sedaa on põhjaosa Rapla ja Sindi alajaamade puhul on tegemist pikkade toiteringidega ülekandevõrgus, kus ala- Sellest jaamade vahelised vahemaad on võrdlemisi pikad ja neid ühendav elektrivõrk hõre. tulenevalt on valitud liitumispunktide puhul oodata simulatsioonides selgemini eristuvaid tulemusi, mis annavad eeldused järeldustee tegemiseks. Hindamaks võimalikke erinevusi lähtuvalt elektriraudtee koormuse ülekandevõrku mise trafotüübist teostatakse katsed nii jõu- kui ka Scott-trafotüübiga. ühenda- Ümberlülituse tegemiseks kasutatakse mudelites Swichover moodulit, miss paikneb mudelites Definitions menüü all. Läbi antud mooduli ühendatakse kahe liitumispunkti piirkonnad, kus toimub kontaktliinil üleminek ühelt toitepunktilt teisele (joonis 5.1). Elektriraudtee koormuse ümberlülituse hetkeks on määratud simulatsiooniperioodi 25. sekund. Joonis 5.1. Ümberlülituse teostamine PSCAD mudelis. 154

74 tumispunktis Sindii alajaamas. Samuti ei avalda ka Sindi Rapla suunaline koormuse liiku- mine mõju Pärnu piirkonna Metsakombin naadi alajaama ühendatud generaatori talitlusele. Joonis Generaatori võimsused koormuse siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. Joonis Generaatori kiirus koormusee siirdumisel Sindist Rapla alajaama, jõutrafo. 5.3 Kokkuvõte Elektriraudtee veokoormust toitev kontaktvõrk on kogu raudtee trassi pikkuses jagatud üle- ca iga kandevõrgu toitealajaamade vahel toitepiirkondadeks. Rongi liikumisel trassil toimub 50 km tagant üleminek ühe alajaama toitepiirkonnast teise. Seda kohtades,, kus kontaktvõrgus on loodud vastav vahemik ning teostatudd veduri sujuv üleminek. Uurimistöö antud peatükis keskenduti elektriraudtee koormuse siirdumisega kahe liitumispunkti alajaama toitepiirkonna vahel ülekandevõrgule kaasnevate mõjude analüüsimisele. 165

75 Raudtee koormuse siirdumisest tulenevate mõjude hindamiseks vaadeldi koormuse ümberlülitust Rail Balticu trassi ja ülekandevõrgu lõunaossa kuuluvates potentsiaalsetes liitumispunktide Rapla ja Sindi alajaamades. Antud alajaamad osutusid valituteks, kuna lõunaosa ülekandevõrk on elektriliselt nõrgem. Rapla ja Sindi alajaamad kuuluvad ülekandevõrgu pikka toiteringi, kus alajaamasid ühendav elektrivõrk on võrreldes põhjaosaga hõredam ning alajaamade vahelised kaugused on märgatavalt pikemad. Antud asjaolude põhjal saab eeldada, et Rapla ja Sindi alajaamade vahelise ülemineku olukord on kogu ülekandevõrgu ja Rail Balticu trassi osas kõige probleemsem ning ühtlasi on antud situatsioonis märgata simulatsioonides kõige selgemini eristuvaid tulemusi, andes eelduse järelduste tegemiseks ka ülejäänud trassile kuuluvate liitumispunktide alajaamade vahelise koormuse siirdumisel. Ümberlülitusest tulenevate mõjude hindamiseks vaadeldi liitumispunkti alajaamade ja nende vahetus läheduses asuvate alajaamade latipingeid ning ühtlasi pöörati tähelepanu ka Pärnu piirkonna Metsakombinaadi alajaama lattidele ühendatud generaatori väljundparameetritele. Simulatsioone teostati elektriraudtee koormuse ülekandevõrku ühendamisel läbi jõutrafo ja ka Scott-trafo, et anda hinnang kahest trafoühendusest tulenevate mõjude erinevustele. Vaadeldi koormuse siirdumist nii Rapla alajaam toitepiirkonnast Sindi alajaama toitepiirkonda, kui ka vastupidisel suunal Sindi alajaamast Rapla alajaama. Antud peatükis tehtud analüüsi põhjal selgub, et elektriraudtee koormuse siirdumine Rapla ja Sindi alajaamade vahel ei too endaga kaasa märgatavaid muutusi ülekandevõrgus. Koormuse lahkumisel alajaama toitepiirkonnast sai täheldada mõningast pinge väärtuse tõusu selle lattidel ning vastupidiselt, koormuse sisenemisel alajaama toitepiirkonda, pinge langemist. Antud muutused pinge väärtustes olid aga väikesed, kus kõige suurim pinge muutus leidis aset koormuse siirdumisel Rapla alajaama toitelt Sindi alajaama toitele esimese lattidel, väärtusega 1,01 kv. Sarnasel liitumispunkti alajaamadega hajub teatav pinge kõikumine ka nendega elektriliselt lähedal asuvatesse alajaamadesse. Rapla Sindi ja Sind Rapla suunaliste tulemuste võrdlusel alajaamade faasidevahelistes pingetes võis täheldada, et koormuse siirdumisel kõigub enam pinge selles alajaamas, mille toitepiirkonnast veokoormus lahkub, võrreldes alajaamaga, mille toitepiirkonda veokoormus siseneb. Alajaamade faasipingete analüüsist selgus, et ainsana oli märgata koormuse siirdumisest avalduvaid mõjusid Rapla alajaamas. Veokoormuse lahkumisel antud alajaam toitepiirkonnast ilmnes vaevu märgatav faasipingete asümmeetria vähenemine. Vastupidisel koormuse sisenemisel antud alajaama toitepiirkonda ilmnes vaevu märgatav faasipingete suurenemine. Teiste alajaamade faasipingetes koormuse siirdumisest tulenevaid mõjusid märgata ei olnud. 166

76 Rapla alajaama puhul on tegemist elektriliselt mõnevõrra nõrgema alajaamaga kui seda on Sindi alajaam, kus minimaalsed lühisvõimsused alajaamades on vastavalt 940 MVA ja 1062 MVA. Sellest tulenevalt on Rapla alajaam koormuse siirdumisega kaasnevatele muutustele mõnevõrra tundlikum. Olukorras, kus elektriraudtee koormus ühendatakse ülekandevõrku läbi Scott-trafo märkimisväärseid erinevusi jõutrafole ei ilmnenud. Scott-trafo rakendamisel oli koormuse siirdumisel märgata mõnevõrra väiksemat faasidevahelise pinge väärtuste muutust alajaamades, kui seda oli jõutrafo rakendamisel. Kahe trafoühenduse simulatsioonitulemuste erinevus oli aga jämedalt 0,1 kv lähedal, mistõttu võib seda lugeda arvutuslikuks veaks ning seega ei saa teha konkreetseid järeldusi ühe trafoühenduse eelistamiseks teisele antud koormuste ja ülekandevõrgu juures. Analüüsi käigus vaadeldud Rail Balticu trassi Pärnu piirkonda kuuluva Metsakombinaadi alajaama ühendatud generaatorile koormuse siirdumine ühegi vaadeldud olukorra puhul mõju ei avaldanud. Analüüsi käigus tehtud simulatsioonide põhjal ning eespool mainitule, kus Rail Balticu potentsiaalsetest liitumispunktides on Rapla ja Sindi alajaamade vaheline ühendus kõige tundlikum saab väita, et elektriraudtee koormuse siirdumine ühest liitumispunkti alajaama toitepiirkonnast teise ei avalda märgatavaid mõjusid antud uurimistöös vaadeldud ülekandevõrgule ja selles talitlevatele generaatoritele. 167

77 6. Elektriraudtee mõjud ülekandevõrgust toidetavatele teistele tarbijatele Käesolevas peatükis käsitletakse eespool peatükkides 2 kuni 5 käsitletud elektriraudteesüsteemi talitlusrežiimidest tingitud häiringute ja elektrikvaliteedi näitajate languse mõjusid ülekandevõrguga ühendatud tarbijatele. Järgnevalt kirjeldatud analüüs ei kaasa ülekandevõrku ühendatud generaatoreid, kuna neile avalduvaid mõjusid on täpsemalt käsitletud eespool olevates peatükkides. Vastavalt ülekandevõrgule koostatud modelleerimismudelitele vaadeldakse elektriraudtee koormusest tingitud mõjude avaldumist teistele tarbijatele nii ülekandevõrgu põhja- kui ka lõunaosas. Peatükis 6.1 analüüsitakse elektriraudtee pikendatud lühistalitluse (1 sekund) mõju ülekandevõrgu tarbijatele. Analüüsi tulemustes antakse ülevaade elektriraudtee kontaktvõrgus toimuvate lühiste mõjust ülekandevõrgu pingele ning kirjeldatakse mõjude edasikandumist teistele, ülekandevõrgust toidetavatele tarbijatele. Peatükis 6.2 vaadeldakse elektriraudtee veduri regeneratiivse pidurdamisega kaasnevaid mõjusid ja nende osakaalu ülekandevõrgu teistele tarbijatele. Simulatsioonitulemuste põhjal hinnatakse regeneratiivse pidurdamise lubamist kontaktvõrgus. Peatükis 6.3 vaadeldakse elektriraudtee koormusest tingitud pingeasümmeetria levimist ülekandevõrgust toidetavatele elektripaigaldistesse ning analüüsitakse levinud pingeasümmeetriaga kaasnevaid häiringuid teistele tarbijatele. Peatükis 6.4 tuleb vaatluse alla elektriraudtee koormuse siirdumine ühest liitumispunkti alajaama toitepiirkonnast teise liitumispunkti alajaama toitepiirkonda ning antud olukorras kaasnevate mõjude levimist ülekandevõrgu teistele tarbijatele. Peatükis analüüsitakse elektriraudtee koormuse asukoha muutusega kaasneva koormusvoogude ümberjaotumise põhjustatud pinge väärtuse muutuse mõju teistele tarbijatele. 6.1 Elektriraudtee pikendatud lühisetalitluse mõjud ülekandevõrkust toidetavatele tarbijatele Käesolevas peatükis vaadeldakse elektriraudtee pikendatud lühisetalitluse (1 sekund) mõju ülekandevõrgu tarbijatele. Mõjude analüüsimisel lähtutakse peatükis 2 esitatud mudelite seadistustest ning saadud tulemustest. Elektriraudtee talitlusest tingitud pingeasümmeetria levib ülekandevõrgust muutumatul kujul edasi toitetrafode keskpinge poolele (peatükk 6.3), seega kanduvad keskpinge poolele üle ka teised ülekandevõrgu pinget mõjutavad häiringud. Antud asjaolust tulenevalt puudub vajadus täiendavate simulatsioonide läbiviimiseks hindamaks pinge muutustest tulenevaid mõjusid ülekandevõrgu teistele tarbijatele. 168

78 Analüüsides elektriraudtee kontaktvõrgus aset leidva pika lühisetalitluse mõju ülekandevõrgu teistele tarbijatele tuleb ülekandevõrgu põhjaosas elektriraudtee koormuse liitumispunktina vaatluse alla Iru alajaam. Peatükis 2.1 toodud joonistel 2.4 ja 2.5 ning tabelis 2.1 esitatud tulemuste põhjal järeldub, et lühise toimumisel Iru alajaama ühendatud kontaktvõrgu lõpus, ei avalda tekkiv pinge muutus (maksimaalselt 0,46 kv) mõju teistele tarbijatele, kuna Iru alajaama trafode keskpinge poolel langeb pinge väärtus 0,4 %. Tekkiv pinge väärtuse langus on niivõrd vähene ja seega ei avalda kontaktliini lõpus aset leidev lühis mõju teistele Iru alajaamaga ühendatud sõlmpunktide poolt toidetavatele tarbijatele. Saadud tulemused näitavad, et kontaktliini lõpus toimuva lühise puhul on keeruline eristada viimast kontaktvõrgu koormuse lisandumisega kaasnevast koormusvoolu suurenemisest. Lühise asukoha tuvastamiseks ning kontaktvõrgu abitoitesüsteemi rekonfigureerimiseks selliselt, et välja lülitataks minimaalne osa kontaktvõrgust, rakendatakse pikendatud lühisetalitlust (1 sekund). Eespool toodud joonistel 2.9 ja 2.10 ning tabelis 2.2 esitatu tulemused kajastavad kontaktvõrgu lühiseolukorda, kus lühis leiab aset Iru alajaamas paikneva elektriraudtee koormuse liitumistrafo vahetus läheduses. Tulemustest avaldub, et lühise ajal esineb võrgus pingelohk, kus pinge väärtus muutub 4,4%. Antud pingelohk ei mõjuta otseselt ülekandevõrgu tarbijat, kuna pinge ei välju ülekandevõrgus lubatud kestva talitluspinge piiridest ( kv). Tulenevalt jaotusvõrgu ehitusest ning jaotusvõrgu trafode pingeastmete seadistusest tajuvad tarbijad lühist tingitud mõjusid valgustite valguse tooni muutumise näol. Joonis 2.10 näitab, et lühise tagajärjel suureneb oluliselt pingeasümmeetria ülekandevõrgus, kus faasipingete V a, V b ja V c amplituudväärtused erinevad üksteisest olulisel määral. Sellest tulenevalt tekib ülekandeja jaotusvõrgus pingesümmeetriategur 22,6%. Lühiajalisel kestvusel ei mõjuta aga saadud võrdlemisi suur pingeasümmeetria tavapäraseid staatilisi tarbijaid, lähtuvalt elektrikvaliteedi nõuetest. Peatükis 4.1 käsitletakse üldjoontes pingeasümmeetria mõju ülekandevõrgu generaatoritele, mille põhjal omab tekkinud pingeasümmeetria olulist mõju ülekandevõrku ühendatud generaatoritele ja mootoritele. Vaadeldes pikendatud lühise talitluse mõju ülekandevõrgu põhjaosas Iru alajaama lattidele ühendatud generaatoritele on saadud pingeasümmeetriaks 14,7% (joonis 6.1). Voolu vastujärgnevuskomponent moodustab 60% generaatori nimivoolust, mida kajastab joonis 6.2. Arvestades eespool joonisel 4.1 esitatud lühisetalitluses lubatud voolu vastujärgnevuskomponendi piirmäära kõverat on näha, et 60% osakaalu korral on generaatoril antud režiimis maksimaalselt lubatud talitleda kuni 60 sekundit. Seega ei kujuta 1 sekundi pikkune elektriraudtee lühisetalitlus Iru alajaama ühendatud generaatorite talitlusele otsest 169

79 ohtu. Antud järeldust kinnitavad peatükiss 2.1 joonistel 2.12 kuni 2.14 toodud tulemused, mis tõestavad, et lühise korral eii teki püsivaid häiringuid generaatorite talitluses. Generaatori rootor on aga tulenevalt püsivast pingeasümmeetriast eelnevalt kuumenenud (peatükk 4.2), mistõttu võib osutuda vajalikuks piirataa lühise kestvust vastavalt generaatorite reaalsetele parameetritele ning rootori soojusmahtuvusele. Joonis 6.1. Iru alajaama generaatorite vahetus läheduses. pingeasümmeetriategur lühise korral veoalajaama Joonis 6.2. Iru alajaama generaatorite voolu vastujärgnevuskomponent lühise korrall veoala- kus elektriraudtee koormuse liitumispunkl ktidena vaadeldakse Rapla, R Sindii ja Kilingi-Nõmme alajaam. Eespool kirjeldatud peatükkides s 2.2.1, ja on o vastavaltt käsitletud kontakt- jaama vahetus läheduses. Järgnevalt analüüsitakse pikendatud lühisetalitluse mõju tarbijatele ülekandevõrgu lõunaosas, 170